京 都 大 学 防 災 研 究 所 年 報 第 50 号 A 平 成 19 年 4 月
Annuals of Disas. Prev. Res. Inst., Kyoto Univ., No. 50 A, 2007

海岸災害と港湾水工学の研究活動を振り返って

髙山知司

要 旨
本報告では，38 年間の研究活動を振り返り，行ってきた研究課題の中から，港内静穏度計算や多方向不規則波造波装置の開発，港湾・海岸構造物の信頼設計や個別要素法によるケーソンの挙動，リア
ルタイム津波予測に絞って，どのような時代背景や必要性の下にどのような考えで研究を行ってきたか，その考えの流れについて述べている．しかしながら，まだ十分に検討がなされていなく，これから実務に生かすための検討が必要なものについても記述している．また，研究を終えてから現在までの間に他の研究者によって得られた成果についても概述している．
キーワード: 港内静穏度，多方向不規則波造波装置，信頼性設計，最適設計，リアルタイム津波予測

1. はじめに1990 年台に入って，わが国の経済が安定成長期あるいは社会の成熟期に近づいてくると，新たな課題が浮上してきた．

私が旧運輸省（現国土交通省）に採用になった 1969 年当時

それは，これからの人類の発展を考えると，産業の進展だけは，わが国経済が急速に発展している高度成長期の真っ只中

ではなく生態系を含めて周囲の環境を整えながら調和ある発にあった．新産業都市計画が推進され，多くの臨海部が産業展が重要であるという“Sustainable development”に対応した用地として埋め立てられていった．天然資源の乏しいわが国課題である．そのために，港湾開発事業には環境への配慮がにおいては，エネルギー源や原材料としての原油や鉄鉱石な求められるようになった．わが国産業の急速な発展に伴う負どを諸外国から輸入せざるを得なく，そのために港湾の整備の遺産として生じた沿岸部における水質環境の悪化に対するが急がれた．また，港湾は工業製品の輸出のためにも重要で，対策として環境問題への取り組みは行われていたが，1990 年

安全で円滑な荷役が可能な港の建設が求められた．

以降の環境問題には人類の永遠の発展にとっては周囲の生態

防波堤は港内を静穏に保ち，安全で円滑な荷役を保障するために港口部に建設される施設であるが，その長さや配置を

系維持を含めた調和のある開発が求められたもので，その意
味では大きな考え方の変化である．

定量的な評価の下で決定する手法はまだ開発されておらず，

2000 年になると，今世紀半ばには M>8.4 の地震が東海から半無限堤や両翼防波堤のような単純な防波堤配置に対する波南海道にかけて発生し，それによって起こる津波で多くの人の回折図を適用しながら，多くは設計者の経験と勘に頼った命が失われることが予測され，それに対する防災対策の検討

設計が行われていた．

が行われるようになった．2004 年にインド洋で発生した大津

わが国の海岸工学講演会も 1953 年に第 1 回が開催され，精波によって 30 万人近くの人命が失われた災害は，津波対策の力的に研究が行われていたが，当初は，当時進んでいた米国要請を加速させた．また，炭酸ガス等の温室効果ガスの急激の技術を導入することに努力が払われた．1960 年以降はわがな大量放出によって，地球の温暖化に伴う大規模な気候変動

国独自の海岸工学技術の開発が行われるようになったが，開の可能性が警告されるようになってきた．特に，地球シミュ

発は有義波法による波浪推算や波圧の算定法など限られた分レータによって温暖化に伴う台風の状態変化が予測されるよ

野だけであり，今考えると全体としては多くの分野が取り残うになった．2004 年における 10 個の台風のわが国への上陸にされたままであった．それ以降，港湾事業の拡大とともに，よる高潮・高波災害やハリケーンカトリーナによる米国での多くの研究者や技術者の努力によって，わが国の海岸工学あ高潮災害などは地球温暖化によるものではないかと懸念され

るいは港湾水工技術は世界のトップ技術となった．

ている．

－ 129 －

以上述べたような時代背景の中で，運輸省港湾技術研究所

対して，防災研究所時代は，新しい概念に基づく港湾・海岸において 1969 年から 26 年間，そして 1995 年以降，京都大学

構造物の設計法の開発と減災対策が中心になっている．この防災研究所において 12 年間の研究生活を送ることができた．

違いは，大学では自由な発想が可能であったことによると考特に，研究者として駆け出しの時代は港湾建設ラッシュの時えている．これらの研究課題のうち，本論文で説明を加えて代であり，港湾水工学に対する要請が強く，研究課題が山積いるものについてはアンダーラインで示している．

している状況にあったことは非常に幸運であった．以下に運輸省港湾技術研究所時代と京都大学防災研究所時代に行った

2. 港内静穏度計算

主な研究課題を示す．

2.1 時代背景
港湾技術研究所時代

防波堤は，港口部に設置し，外洋から進入してくる波浪を（１）波浪変形に関する研究

遮蔽して港内を静穏に保ち，船舶の安全な係留と円滑な荷役

・港内静穏度計算 (1970～1982)を保障するために建設される．港湾は，船舶が入港してきた・エネルギー平衡方程式による波浪変形計算 (1988～1995)

ら直ぐに岸壁に係留でき，荷役が可能にならなくてはならな（２）護岸越波量に関する研究

い．岸壁に係留できず，船待ちするようなことが起きると，・各種消波護岸の越波量 (1982～1992)

非常に大きな経費が浪費されることになる．このような状況（３）波浪中の浮体運動を避けるために防波堤を適切に配置して，港内を静穏に保つ

・係留船体に働く波力 (1970～1980)

ことが要請される．

・ブイ係留船舶の運動と係留力 (1979～1994)

1970 年代の初めのころは，防波堤の配置を定量的に評価す（４）不規則波の水理模型実験る手法が確立しておらず，単純な防波堤の配置に対する波の・多方向不規則波造波装置の開発 (1980～1994)

回折図や折り返し回折図法を適用して，港内の波高を推定す（５）津波に関する研究ることで防波堤の配置を決定していた．この方法は，複雑な・津波被害の現地調査 (1983, 1993)

形状の港湾に対しては適用が困難であることもあって，限ら・津波変形計算 (1980～1990)れた防波堤配置に対してなされており，ほとんどの防波堤に（６）港湾・海岸構造物の設計法

ついては，ある面では担当技術者の経験で決められていたと・防波堤の信頼性設計法 (1988～1994)

いっても過言ではない．
このような状況の中で，防波堤の配置を定量的に評価して防災研究所時代

設定する手法の開発が要請されていた．特に，当時は日本経（１）波浪変形に関する研究

済の急速な発展によって，港湾の建設需要が伸びている時期

・多峰型方向スペクトル波に関する研究 (2000～2003)

であり，多くの防波堤の配置を決めなくてはならない状況で（２）港湾・海岸構造物の設計法あった．そのため，同じ基準で防波堤を評価することが強く・防波堤の信頼性設計 (1995～2005)

要請された．当時は，電子計算機が急速に進歩している時代

・海岸・港湾構造物の被災解析 (1997～2002)

であり，電子計算機を活用した数値計算モデルの開発が望ま

・個別要素法による防波堤の挙動解析 (2002～)

れていた．

・海岸護岸の最適設計 (2004～)

以上述べたように，当時の港湾建設において最も強く望ま・実際問題への対応 (1996～2002)

れていた港内静穏度の開発に着手した．

（３）波による海底地盤の液状化

2.2 港内波高分布の計算方法

・海底地盤の液状化に関する現地観測 (2002～2005)

一般に港口部の防波堤は，2 本の防波堤から成り立っている．

（４）波浪中の浮体運動

一つは，外洋からの大きな波を効率的に遮蔽する主防波堤で・多点ブイ係留船舶の運動の現地観測 (1996～1998)

あり，もう一つは主防波堤の向きでは十分に遮蔽できない波（５）津波に関する研究
・津波の変形と波力 (2005～)

向きの波を遮蔽することや港内に流入する漂砂を阻止する目・リアルタイム津波予測 (2003～)

的で建設される副防波堤からなっている．そこで，主防波堤（６）高潮に関する研究と副防波堤の任意の配置に対してその背後の波高が算定でき

・高潮災害の現地調査 (2003～2005)

る計算法を提案した (高山･神山，1977)．

・高潮と津波の同時生起特性 (1996～2005)

計算においては，実際の海の波が多方向不規則波であるこ（７）潮流による海水交換と巻き上がりとを前提にし，いろいろな方向からの成分波に対してエネル

・閉鎖性湾内の海水交換の計算 (1997～2002)

ギー的な重ね合わせで波高を算定している．主副 2 本の防波堤の任意配置に対して，当時はまだ数値計算で背後の波高が港湾技術研究所時代と防災研究所時代の研究課題における算定できるほどには計算技術が進んでいなかったことや，当大きな違いは，港湾技術研究所時代は，港湾・海岸構造物の時の大型電子計算機の計算スピードといえども今のパソコン

設計に必要な基本的な技術ツールを開発・提供しているのにほど速くなく，多方向不規則波に対して計算するだけで膨大－ 130 －

な時間を費やさなければならなかった．港内静穏度の判定には，入射波の条件を変えて数多くの計算しなければならない
ために，数分程度で波高が計算できるような計算モデルでな
くては実用に供しない．主副 2 本の防波堤背後の波高を，半無限防波堤による回折波の式の重ね合わせによる近似式で算定する手法を提案した (高山ら，1978)．この手法による計算
精度については水理模型実験によって実用上十分な精度であることを確認している (高山ら，1980)．
主副 2 本の防波堤背後の波高分布を計算した結果の一例を
Fig. 1 に示す．この図では波は主防波堤に平行して入射する条件である．主と副防波堤が完全反射堤になっている場合の等回折係数を実線で示している．また，主防波堤が完全消波堤になっている場合の回折係数を点線で示している．この図かFig. 1 Diffraction diagram of directional random waves behind
two breakwaters

らわかるように，完全反射堤の場合，主防波堤の裏側で反射した波が港内に直接進入するために，港内波高が完全消波堤よりかなり大きくなっており，主防波堤の裏側近辺では反射のために回折係数が 1.0 以上の値になっている．このように，計算によって防波堤の消波効果が表せるようになった．
港口部における防波堤の回折現象だけでは，港内波高を算定することができない．港内波高は，Fig. 2 に示すように港口部の防波堤で回折された波が岸壁で反射され，波除堤のような港内防波堤で再度回折された波と重なり合うような状況が生じている．そのため，岸壁からの反射波や港内回折波を計算する数値計算モデルを開発した (高山・菊池，1978)．Fig. 3
は，その数値計算モデルで計算した秋田港内の波高分布で，Fig. 2 Wave multi-reflection and multi-diffraction inside a harbor

入射波高に対する港内波高の比である回折係数の分布で示している．当時は一つの波条件に対して大型計算機で数分かかっていたが，現在ではパソコンによって数秒で計算される．

2.3 港内静穏度の判定
港内波高分計算法を発表した 1980 年ごろに，港内静穏度の判定として，船舶が係留する岸壁前面で 50cm 以下の港内波高が年間 95%以上になるように設定されるようになった．このとき設定された 50cm の波高は，厳密に検討されて安全荷役のための許容値として設定されたものではなく，ほぼこの程度の波高であれば荷役に大きな支障はないとの判断で設定されFig. 3 Wave height distribution inside Akita Portている．波高 50cm 以下の日が 95%以上とは，船舶がランダムに入港してきて，荷役に 3 日間かかるとすると，この間に50cm 以上の波高に遭遇する確率は 15%になり，7 隻船が入っ> 95%てくると，そのうちの 1 隻は 50cm 以上の波高に遭遇し，荷役
Exceedance probabilityに支障が出ることになる．
Fig. 3 に示したように，波高は港内の各地点で異なるために，
港内静穏度の判定には港内をいくつかの領域に分割して，その領域内の平均回折係数を用いて行われる．まずは，入射波の波向毎の波高と周期に関して，平均 1 年間の頻度分布を波浪推算あるいは観測波浪から算定する必要がある．一般には< 95%

この頻度分布を求めるのが困難な場合が多く，風資料や近くで観測された波浪データを用いて修正しながら作成する．そして，波向き毎に周期の異なる数波を選定して，平均回折係
数を算定する．この回折係数に対応する波高を乗じて，港内

Fig. 4 Evaluation of harbor tranquility by means of exceedance

波高を算定し，Fig. 4 に示すような港内波高の超過確率分布を－ 131 －

probability of wave height

求める．添字 I～IV は港内の領域を示す．入射波の超過確率

1980 年代にはいると，英国のエジンバラ大学で多方向不規は実線で示すようになっている．このような波が港内に入る

則波造波装置が製作されたとの情報が入り，それに関する資と低減して，点線や一点鎖線で示すような I～IV の線になっ料を収集していた．そのようなときに，港湾技術研究所におて波高が非常に小さくなる．I～IV の線が図中に示した静穏度

いて大水深実験棟の建設が予算化され，その実験棟の中に多95%以上の区域を通ると，その領域は静穏度 95%以上である

方向不規則波の造波装置の設置が決定され，その当時の合田という条件を満足しないことになる．このようにして港内静水工部長から造波装置の製作を担当するように命じられた．

穏度を定量的に判定することができるようになった (高山，当時は 1973 年のオイルショックの影響もあり，海洋の天然
国家備蓄の必要性が叫ばれ，90 日の国家備蓄のため 10 箇所程

1981)．

度の備蓄基地の整備が行われることになった．このような備

2.4 最近の港内静穏度の評価法

蓄基地のためには原油の受払い施設として20～30 万 GWT の本来の港内静穏度は，岸壁に係留している船舶が荷役に支大型タンカーを係留する施設の建設が必要となった．係留施

障がない条件を設定し，その条件を満足する日が年間何%以設としてブイ形式の施設が沖合い 40～50m の地点に建設され上になることで評価されるものである．しかしながら，岸壁ることになり，このような施設の設計に利用できる実験施設には不特定の船舶が係留するために，条件を特定することがが必要となり，大水深実験棟が建設されることになったもの

難しく，通常時の波浪については波高 50cm として設定され，である．そして，水深の深い海域では波の多方向性が重要な

この波高以下の日が年間 95%以上になるとの条件で港湾が整要素になることもあって，実験に用いる波として実際の海の備されてきた．このようにして港内の静穏度が確保されるよ波に近い多方向不規則波を起こすことを計画したものである．

うになるにつれて，港内の波高が非常に小さいにも拘らず係留船舶が大きく揺れ，荷役に支障が生じる事例が顕在化する

3.2 多方向不規則波の造波システムの開発ようになってきた．これは周期 30 秒を超えるような長周期波

多方向不規則波の造波装置はわが国初めての試みであり，によって起ることが明らかになり，長周期波に対する条件が外国文献の収集から始めた．多方向不規則波は，幅の狭い造設定されるようになった．船の大きさによっても異なるが，波板を何枚も並べて，位相をずらして各造波板を動かして斜一般に波高が 10cm 程度と，非常に小さな波が対象になる．長め波規則波を発生し，この規則波を成分波として，波高や周周期波についてはその発生原因やその特性について不明な点

期，波向きの異なる数多くの成分波を同時に発生させることが多いが，観測結果からある程度設定されるようになってきで起こされている．このような原理で多方向の不規則波を起ている (平石，1999)．

こすためには，1 枚の造波板によって造波される波の特性がわ

波高 50cm 以下が年間 95%以上といった基準では，船舶が 3

かっていなければならなったが，それに関する文献を見出す

日間荷役のために係留すると想定すると，この係留期間中にことができなかった．そこで，1 枚の造波板による発生波の理

50cm 以上の波にさらされる確率は 15%となる．この条件だと， 論式を新たに求めた (Takayama, 1982)．
船が 7 隻無作為に入ってくると，そのうちの 1 隻は波高 50cm

Fig. 5 は，1 枚の造波板（造波板幅は発生波の波長の半分）以上の波に遭遇し，荷役に支障をきたす可能性がある．そこによって発生された波高と波向きの分布をそれぞれ実線と破で，この可能性を下げるために，現在では，波高 50cm 以下の線で示している．ただし，造波板はピストン型の運動をさせ日が年間 97.5%以上になるように設定されている．この条件ている．この図からわかるように，造波板から一波長程度離では，15 隻入って 1 隻が 50cm 以上の波に遭遇することになり，荷役支障の頻度が緩和される．そして，この基準に準じて，長周期波も許容波高以下の日が 97.5%以上を満足するよ
うに推奨されている (沿岸技術研究センター，2004)．
このように，私達が最初に港内静穏度を判定する手法を検討したときから比べて，判定手法はかなり進歩してきていることに感銘を受けている．

3. 多方向不規則波造波装置の開発
3.1 時代背景
実際の海の波は，いろいろな波高，周期，波向きの波が重なり合った切れ波状態になっていることは早くからわかっていた．しかしながら，1970 年代においては，このような不規則波を実験室内に再現することは夢のような話で，まずは実験水路内に一方向の不規則波を再現させることに努力が払われた．その結果，多くの不規則波造波水路が製作され，不規Fig. 5 Height and propagation direction of waves produced bymotion of single wave paddle

則波による水理模型実験が一般的になった．

－ 132 －

れると，発生波は同心円状に伝播するが，波高は同心円上で必ずしも一様にはなっていない．そのため，斜め波を発生させたときに，波峰線上で波高が一様にはならない可能性があることがわかった．発生波の波長に対する 1 枚の造波板幅の比が大きくなるほど，また，斜め波の傾きが大きくなるほど，さらには全体の造波板幅が短いほど，波峰線上の波高が大き
くばらつくことが判明した．その結果，1 枚の造波板幅は発生波の波長の半分以下にすることにした．発生する最小の周期
として周期 0.8s の波を考えると，1 枚の造波板幅が 0.5m になったが，造波板の全長を考えると造波板の枚数が多くなり，予算を超えることになるので，1 枚の造波板幅を 0.8m にして，
1.0s の波を最小発生波とした (高山ら，1984)．
30 台の造波板を一直線上に並べて，全長 24m の多方向造波装置を作成した．造波装置の制御は水槽脇に設置した端末のPhoto. 1

Oblique waves generated by serpent-type wave
generator

パソコンで行うように，最先端の制御法を取り入れた．Photo.
1 は，この造波装置で斜め規則波を造波している様子を示した

は電子計算機を用いることを前提にして予算化されていたが，ものである．

当時の電算機の能力は今のパソコンより劣っており，できるだけ少ない成分波数を用いることが信号作成時間の節約上重3.3 多方向不規則波の造波信号作成法
多方向不規則波の表現法として２つの表現法がある．一つ要であった．そこで，これら 2 つの表現方法のどちらがよいはシングルサンメーション法で，波高と周波数，波向きすべか検討した．異なる 2 つの方法で発生した多方向波をそれぞてが異なる成分波の重ね合わせとして次式で表す方法である． れ実測し，それを用いて方向スペクトルを推定したときに，同じ成分波数を用いても，目標とする多方向スペクトルに近(1)η(x, y, t ) = ai sin(ki x cosθi + ki y sinθi − 2πfit + εi )いスペクトルが得られる方法がよいと判断した．検討の結果，∑i

ダブルサンメーション法は，周波数が同じで，方向が異なる

ここに，η ( x, y , t ) は点 x, y における水位の時間変化，t は()

成分波間でフェーズロッキングが起こり，波の方向集中度が波の波数，Li は i 番目成分波の波長，θ i と f i (= 2π / Ti ) は i

ることがわかった (Takayama and Hiraishi, 1987)．このような検時間， ai は i 番目成分波の振幅，ki (= 2π / Li ) は i 番目成分

番目成分波の波向き（ x 軸の正方から反時計回りに測った角度）と周波数，Ti は i 番目成分波の周期，ε i は i 番目成分波の位相で，0～2π の間の一様乱数で与える．

振幅 ai は周波数スペクトル S ( f i ) との関係で，次式で与えられる．

均されて小さくなるために，非常に多くの成分波が必要とな
討結果を用いて，シングルサンメーション法を用いて造波信号を作成することにした．500 波の成分波を用いてシングルサンメーション法で造波信号を作成するのに，当時のミニコン
で半日掛かった．
しかし，現在では，造波信号の作成法の改良や電子計算機の進歩もあってかなり短い時間で造波信号が作成できるよう

ai = 2S ( f i )δf iになっている．そして，シングルサンメーション法が一般的(2)

ここで， S ( f i ) は方向スペクトル S ( f i ,θ i ) と次式のような関な方法として用いられ，多くの水理研究所に多方向の不規則
波造波装置が導入されている．
造波装置にしても，当時のように 1 枚 1 枚の造波板がピストン運動するのではなく，造波板をヒンジで繋ぎ，ヒンジ部

係を持つ．
2π

S ( f i ) = ∫ S ( f i ,θ )dθ

を前後に動かし，造波板が傾きながら動くように改良されて
(3)

いる．

0

もう一つの方法は，ダブルサンメーション法で，一つの周4. 港湾･海岸構造物の性能設計波数に対して異なる波向きの成分を有する表現法で，次式で表される．

4.1 時代背景

η ( x, y, t ) = ∑∑ aij sin (k i x cos θ j + k i y sin θ j − 2πf i t + ε ij )浪データから所要の再現期間に対応する沖波を設計沖波とし

i

j

(4)
ここで，添字 i, j は周波数と波向きの成分である．
多方向不規則波の造波システムに用いる造波信号発生装置

従来の港湾･海岸構造物の設計においては，長期間の異常波て設定し，この波に海底地形による変形計算を行って，構造物設置点における波浪を計算して設計波としている．そして，
この設計波を用いて，構造物に作用する波力を計算して，設計波力とする．この設計波力に対する構造物の破壊モードを－ 133 －

検討し，それぞれの破壊モードにおける構造物の抵抗力が，外力に所定の安全率を乗じた値より大きくなるように設計している．このように決定論的に値を求めて，最終的に，抵抗力を算定するときに，安全率という過去の経験から得られた数値が導入される．
このことからわかるように，従来の設計法は，設計の過程で現れる不確定な要素の影響の全てを，安全率という数値で包含してしまう方法である．安全率を用いる方法では，設計の過程で現れる不確定な要素の影響がはっきりわからないという問題がある．例えば，外力の算定式が改良されて，よくなったとしても，その効果の度合いが不明確であるために，安全率を小さくする方向には働かない．
このような欠陥を取り除くために，設計の過程で現れる不確定な要素を洗い出し，不確定要素による値の変化を確率分布として表し，この確率分布を用いて設計する信頼性設計法が行われるようになってきている．信頼性設計では，構造物

Fig. 6 Reliability distribution of Goda’s wave pressure formulaの耐用年数間における破壊確率を考慮した設計になっている
ために，設計波という概念はなくなり，出現する可能性のある全ての波について検討することになる．信頼性設計の中には，構造物の変位量あるいは変形量で設計するものもある．
これは，構造物の少しの変位では，構造物の機能が失われる
わけではないという考えが基本にある．このような設計法では，通常の設計条件以上の外力が作用したときに，構造物がどのような変状をするか明らかにしておくことも必要である．
さらに，
近年では，構造物のライフ・サイクル・コスト（LCC）を考え，これを最小にするように設計する最適設計手法が導入されるようになってきている (高山ら，2006)．LCC の中には，構造物の初期建設費や維持･管理費，補修費，撤去費などが含まれ，これらの総和が最小になるように設計する手法である．
このように新しい設計法が開発されてきたこともあって，
今までのような仕様設計ではなく，構造物が満足しなければならない性能だけを規定する性能設計が導入されるようにな

Fig. 7 Probability distribution of friction factor between Caissonand rubble moundってきている．性能設計では，その性能が満足されることが照査されれば，どのような設計法を用いてもよいとするもの
で，担当技術者の設計の自由度を増すようにしたものである．
そこで，このような設計法の流れの中で，取り組んだ防波堤の信頼性設計と波浪による防波堤の大挙動計算法について述べる．

4.2 防波堤の信頼設計(1) 混成防波堤の滑動確率4.1 で述べたように防波堤の設計過程において現れる不確定要素としては，異常時の沖波波浪の推定誤差や波浪変形計
算誤差，波浪外力の推定誤差，摩擦係数のばらつき，堤体重
量のばらつき等がある．合田の波圧公式を用いたときの波力の推定誤差や摩擦係数のばらつきについて，模型実験結果との比較や実物大の模型による現場実験結果からFig. 6と7のヒストグラムのような分布図を求めている (高山・池田，1991)．

Fig. 8 Sliding failure probability of composite breakwater during

図中の実線は，平均値と標準偏差から推定した正規分布を示し，ヒストグラムの正規分布近似である．

－ 134 －

its lifetimeこのような分布形を利用して，混成堤の滑動破壊確率を調Probability

べた．滑動破壊としては，堤体の水中重量に摩擦係数を乗じdた摩擦抵抗力より波浪外力が大きくなったときに，滑動破壊

Original normal distribution

Doubly-truncated normal distributionitが起きると考えた．このようにして求めた滑動破壊を Fig. 8に示している (Takayama and Ikeda, 1992)．図中の白抜きと黒塗りの印の線は，求まった平均値と標準偏差の小数点 2 桁目を危険側に丸めた数値を用いた場合と，そのままの値を用いた

The points of truncation

場合のものである．そのために白抜きの破壊確率が大きくなっている．線の種類は，海底勾配の影響を示している．海底
Removed parts

勾配が急な 1/10 の場合，他の海底勾配の場合より水深の浅い

Removed parts

場所で大きな値になっている．このことは，海底勾配が大きな海域では水深の浅い場所で滑動破壊を起こし易いことを示
ど滑動破壊確率が大きくなる．これは水深の浅い場所では，

x1-∞

している．海底勾配の緩やかな海岸では，水深が深くなるほx2

Xx = xe/ xc∞

Fig. 9 Doubly-truncated probability distribution for improvement

砕波によって最高波高が抑えられるけれども，水深が深くな

of normal distribution

るとその制限が小さくなり，大きな波高が起きやすくなるためだと考えられる．

(2) 期待滑動量の計算法の修正
波力が滑動抵抗力より大きくなったときに破壊すると仮定していたが，少しの滑動量では防波堤の機能に変化はないとして，ある程度の滑動を許容する考えを導入するようになった (下迫ら，1998)．そのような考えの下に導入されたのが期

Sliding failure

待滑動量の概念である．期待滑動量の概念は 1960 年代に伊藤ら(1966) によって導入されていたが，期待滑動量を数値計算し，実際に活用するようになったのはこのときからである．
期待滑動量を計算するときに，波力や摩擦係数に関して前

Photo. 2 Sliding failure of caissons at Susami fishery port

述の正規分布関数を用いると全範囲が定義されるために，発Computational sliding distance (m)

生確率が小さくても水理模型実験結果や現地実験では現れない値が出現することになる．例えば，Fig. 7 の摩擦係数を考えると，設計に用いる値 fD = 0.6 の 0.7 倍より小さくなることは現地実験ではないが，正規分布を用いるとこれより小さな値も現れることになる．その場合，堤体は非常に大きく滑動す
ることになる．このようなことは現実には現れないのに対して，数値計算上は現れることになる．このことを避けるために，Fig. 9 に示すように，実験値に現れない値について取り除

40.0
Kim and Takayama (2003)
Kim and Takayama (2004)

35.0
30.0
25.0
20.0
15.0
10.0
5.0
0.0

いた両端切りの正規分布を使用するように修正した (Kim and

5.6

5.8

Takayama, 2003)．ただし，修正した分布形は，定義範囲内で正規化されていなくてはならない．
波力が作用すると，堤体はロッキング運動を起こす．この

6.0

6.2

6.4

6.6

Significant wave height (m)Fig. 10 Reproduction of caisson sliding distance by numericalestimation

ようなロッキング運動を起こした状態で滑動しようとすると，堤体が傾いているので滑動抵抗力が増すと考えられる．そこ

また，和歌山県では多くの港湾･海岸施設が被害を受けた．そで，堤体の回転に伴う滑動抵抗力の増大を算定する式を新たの中でもすさみ町の周参見漁港では，Photo. 2 に示すように外に導入して，滑動量が低減するようにした (Kim et. al., 2004)．

郭防波堤が 6～10m にわたって滑動被災した．
消波ブロックで(3) 滑動量計算の現地への適用被覆されていたが，設計条件以上の波浪の作用で消波ブロッ

2004 年は例年になく，10 個の台風がわが国に上陸した．そクは散乱され，防波堤本体に波浪が作用し，大きく滑動したの内の一つである台風 23 号は高知県沿岸を通り，室戸岬に上ものだと考えられる．そこで，来襲波浪を推算するとともに，陸し，紀伊水道を通って和歌山県に抜けた．この台風によっ推算した波を用いて堤体の滑動量を計算した (金ら，2005)．

て，高知県では菜生海岸で，海岸護岸のパラペットが波によ

来襲波の有義波周期は 14ｓと一定にし，有義波高は来襲波のって飛ばされ，背後の民家に飛び込んで，数名の死者が出た．

時間変化を考えて，4～7ｍの間を 0.2ｍ毎に変化させて計算し－ 135 －

ている．それぞれの波高の作用時間は 2 時間として，作用波の数を決めている．
暴風時の滑動量は，来襲波高が 4.6ｍ以下ではほとんど動いておらず，この堤体の設計波高は 3.8ｍであるから，設計波をかなり上回る波が来襲したことがわかる．波浪変形計算では，
6～6.2m の波が来襲したと考えられ，
この波高付近の滑動量を図示すると，Fig. 10 のようになる．図中の黒丸と白丸は，防波堤の堤体が傾いたことによる滑動抵抗力の増大を考慮した場合としない場合の滑動量を示している．黒丸の値は白丸の1/3 以下であり，かなり小さく，堤体が傾斜したときに生じる

Fig. 11 Complex failure of caisson ( sliding and tilting failures)

滑動抵抗力の増大が滑動量に大きく影響していることがわか

5% 2%

る．実際に堤体が滑動した量は図中の一点鎖線で示されている範囲で，6～10m となっている．入射波高が 6～6.2m では黒丸の値は 8～10m となっており，
これらの値は実際に堤体が滑動した量とよく一致している．

滑動
Sliding27%

複合破壊
Complex

この防波堤はもともと消波ブロックで被覆されており，こFoundation
支持力破壊の消波ブロックが散乱されて，消波ブロックの効果がなくな

n＝56

比較したものである．しかしながら，消波ブロックの効果がゼロになったとは考えられず，この効果を入れた計算をする

Overturning
転倒

66%

ったとして，消波ブロックがない状態における計算を行ってFig. 12 Complex failure of caisson ( sliding and tilting failures)

必要がある．ただし，現状ではこの効果をどのように取り入れるのかその方法が明確でない．このことを考えて，今回は消波ブロックを無視することにした．

なく，傾斜していたといえる.
次に，このような被災モードが起きる堤体の形状について調べた．それによると，転倒被災は幅より高さが大きい堤体

4.3 個別要素法による防波堤の挙動計算(1) 防波堤の被災特性に起き易く，複合破壊は幅と高さがほぼ等しい堤体で起きている．そして，滑動被災は高さに比較して幅が大きい堤体で4.2 で示した期待滑動量だけで防波堤の信頼性設計ができ起きる．滑動被災した堤体のアスペクト比（高さ/底面幅）のるためには，防波堤のほとんどの破壊モードが滑動破壊にな

平均値は 0.92，複合被災のものは 1.04，支持力破壊も 1.03，っていなければならない．そこで，防波堤の被災特性がどの転倒破壊は 1.21 となっていた．

ようになっているか調べてみた (高山・東良，2002)．

(2) 個別要素法の概要

旧運輸省港湾技術研究所（現国土交通省国土技術政策総合

防波堤の被災事例を調べた結果では，滑動による防波堤の研究所）は，防波堤の被災状況や被災時の海気象状況，復旧

被害が大きな部分を占めているけれども，滑動以外の被災が方法に関してとりまとめを行い，被災防波堤集覧として 4 巻

30％もある (高山・東良，2002)．このことを考えると，滑動を既に発行している．これは，災害復旧工事記録，手戻り工だけで防波堤の安定性を検討しても，不十分であるといわな

事記録の中から被災例を抽出し，それらについての資料をまければならない．

とめて記載したものである．記載する被災例の基準は各巻ご

堤体の大きな変形に対しても対応可能な計算法として，個とに異なり，全ての被災例が記述されているわけではない．

別要素法（DEM)がある．個別要素法は Cundall and Strack (1979)

しかしながら，防波堤の被災特性を調べるには十分な資料でによって提案されたもので，個々の要素の集合体に対して各あると判断した．

要素が運動方程式を満足し，要素間の力の伝達が作用・反作

防波堤の設計においては，滑動と転倒，地盤支持力の 3 つ用の法則に従うことを条件にして，運動方程式を解いて，個々の破壊モードについて検討している．防波堤の被災事例の中の要素の位置を逐次計算するものである．そのために，構造からこれら3つの破壊モードに対応するものを洗い出したが，物の大変形問題にも適用が可能である．

被災の中には，Fig. 11 に示すような，滑動と地盤支持力破壊

個別要素としては，取り扱い上の容易さから 2 次元では円が複合したものがいくつか抽出された．このような破壊モー

形要素，3 次元では球形要素が用いられているが，このようなドを複合破壊と定義して整理した．

要素では噛み合わせが弱く，崩れやすい．そこで，ここでは被災事例から調べた結果は，Fig. 12 の円グラフに示している．これによると，滑動被災が 66％，支持力破壊が 5％，転次式で表される Superquadric 要素を導入して，噛み合わせ効果の改良を行っている．

倒被災が 2％，複合破壊が 27％となっている．堤体が滑動した例が 70％近くを占めており，これが最も起こりやすい変位形態であることがわかる．しかし，複合破壊が 27％あるということは，変位した防波堤の 30%弱が水平に移動するだけで－ 136 －nn

⎛ x⎞ ⎛ y ⎞f ( x, y ) = ⎜ ⎟ + ⎜ ⎟ − 1 = 0⎜ a⎟ ⎜ b ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠(5)yj

ここに，(x, y) は要素表面上の座標，a と b は捨石の長径と短径を示す．指数 n は要素の形状を規定する値で，この値が大j

きくなるほど矩形に近づき，n = 2 なら楕円形要素を示す．
異なる 2 つの要素が非接触なら要素間には力は作用しない

xjyiが，接触状態なら相互に力が作用し合う．円形の場合と異な-fn

り，Superquadric 要素の場合，要素同士間の中心距離に法線方i向の接触力は比例しない．そこで，i と j の要素におけるそれ-fs
xi

ぞれの接触点での曲率半径を求め，この曲率半径を持つ接触円を考える．Fig. 13 に示すように，これらの接触円が相互に接触しているとして，法線方向の接触力は接触円の中心を結んだ方向に作用すると仮定した．法線方向の接触力は弾性バ

Fig. 13

Normal and tangential forces acting between two
contacted elements

ネによる力と粘性ダッシュポットによる力に分けて，前者の増分は微少時間の間におけるめり込み量の増分に比例させ，Stone allocation
for formation of rubble mound
捨石を空間に配置

後者は増分の時間的増加量に比例するとして与えている．また，2 つの異なる要素による接触点での相対的なずれの増分は，各要素の中心位置の相対的な接線方向のずれと要素が中心回りに回転するときに生じる相対的な接線方向のずれ和として表し，相対的な接線方向のずれの和に比例する弾性バネ力とずれの和の変化速度に比例する粘性ダッシュポット力を接線方向に作用させるようにしている．捨石マウンドの要素としては，n = 2 の楕円形要素とし，短軸及び長軸の大きさを変えて，
マウンド捨石の不規則性を取り入れるようにした (高山ら，

重力により自由落下させる
Free dropping of rubble stones

2004)．
ケーソンは円形要素の集合として表し，これらの円形要素
が剛体連結するモデルを採用した．ただし，連結要素のように要素同士を間隙バネで結合するのではなく，ケーソン構成

高い箇所から捨石除去、窪んだ箇所に捨石追加
Flattening of crown level by dropping stones

要素に特殊な連結関係がないとして全要素を個別要素法で追跡する．その結果，ケーソン構成要素は相対位置関係が崩れて変形する．変形したことによるケーソン重心の並進速度ベ

一定時間放置Afterflattening
均し後クトルと重心回りの回転角速度を求める．そして，ケーソン
を剛体として並進速度ベクトルと回転角速度から構成要素の位置を設定し直す方法である．
ケーソンに働く波力としては，ケーソン前面に働く水平波

Fig. 14 Formation of rubble mound

力と底板に働く揚圧力がある．これらの波形の時系列変化については，押し波時に関して谷本ら(1996)が提案した方法を採(a) 捨石マウンドの形成

用した．谷本らの方法では，衝撃的な波力を三角形の波形でFig. 14 に示すように捨石要素を空間に配置し，重力によっ与え，重複波的な部分については正弦波形で与えている．波て自由落下させてマウンドを形成した．この際，捨石要素の圧については衝撃砕波を考慮した合田式を採用した．引き波

形状と質量，初期傾斜角にばらつきを持たせ，ランダムな捨

時の波力の時系列については，港湾の施設の技術上の基準・石が落下してマウンドを形成するように工夫した．捨石重量

同解説(1989)に示されている波圧を用いて，正弦波形で与えた． が平均重量と標準偏差で決まる正規分布に従うとして， 2 倍の標準偏差内に捨石重量を分布させた．実際に適用した捨石
波浪による外力は捨石マウンドにも作用し，捨石マウンドが変形する場合もあるが，これについては無視し，マウンド

要素は n=2 の楕円柱体であるが，3 次元的な特性を持たせる

は波力の直接作用では変形しないとした．マウンドの変形は，ために，楕円体として捨石重量から 3 軸を設定した．ただし，ケーソンに働く波力がケーソンを通して伝わる力で起きる場

2 つの 2 軸の比を乱数で与えて楕円体の形状を決定している．

合だけを考慮した．

慣性モーメントは楕円体の値を用いている．

波浪外力でケーソンがマウンドの変形とともに運動すると，自由落下させると，Fig. 14 のようにマウンド天端に大きな周囲の流体から造波抵抗力を受けるが，本計算では，マウン

凹凸が起きる．そこで，実際の捨石マウンドの形成のように，ド上のケーソンの挙動に対する個別要素法の適用性を検討す

凹部分には捨石を追加して，天端を平らにした．

るために行うことから，この造波抵抗力は無視することにし(b) ケーソンと被覆石の設置

た．
本計算の流れは以下のようになる．

捨石マウンドが安定した後，ケーソンをマウンド上に自由落下させた．マウンドの条件が悪いとケーソンが傾斜する場－ 137 －

合があった．0.3 度程度の傾きは許容したが，傾きが大きくな

0.4

った場合はマウンドの形成からやり直した．
ケーソンが安定した後，マウンドの被覆石を自由落下させcaissonて被覆石をマウンド上に配置した．被覆石も捨石と同様に乱

0.4
0.4

0.5

数でその形状を決めた．

1:2

0.1

1.8

ケーソンには，前述の波浪外力を作用させ，堤体の挙動を調べた．波浪外力としては水平波力と揚圧力である．ケーソ

1:2

rubble rock foundation(c) ケーソンの挙動計算

Unit: m Scale: 1/25

Fig. 15 Cross shape of breakwater in experiments(3) 数値計算結果

60(a) ケーソンの挙動計算例
displacement(mm)Fig. 15 に示すようなケーソンの実験模型を計算の対象にして，マウンド上に設置したケーソンの滑動と傾斜角を計算した．作用させた波は，波高が 0.2m，周期が 2.0s の規則波である．計算結果を Fig. 16 に示している．Fig. 16 の上図は滑動量と傾斜角の変動，下図は作用させた水平波力の時間変化を示

5

Slide
後趾変位
Tilting
傾斜角

50

4

40
30

3

20

2

10

1

0
-10

している．

0
0

Fig. 16 からわかるように，最初の 1 波で大きな滑動量が発angle(degree)ンに対する波浪外力は外力が 0 の状態から開始している．

2

4time(s)6

815
horizontal force(N)生したが，2 波目以降は大きな滑動量は起きていない．滑動の時間変化を見てみると，波力によって動き始め，最大まで滑動した後，少し元に戻るが，その量は小さい．そのために残留滑動量が発生し，それが積み重なって滑動変位量となる．
楕円形状の捨石マウンド上のケーソンの挙動について個別要素法を適用して計算した結果，複雑なケーソンの挙動が解

10
5
0
-5
0

析できることがわかった．ケーソンの傾斜による滑動抵抗力が増大することが明らかになった．また，最大値に達した滑

1

2

3

4
time(s)

5

6

7

8

Fig. 16 Computed behavior of a caisson

動がマウンドの弾性変形で少し元に返ることも計算できた．
(b) 実験値との比較

0.009

Fig. 15 に示したケーソン模型を対象にして，水理模型実験

0.008

0.007

作用した波力によって滑動するように堤体重量を調整してい0.006

る．重量の調整には砕石を堤体内に入れて行っているが，計0.005

算ではケーソンが堤体重量に見合うような一様密度分布として，重心位置や慣性モーメントを計算している．
滑動について実験と計算とを比較したのが Fig. 17 である．
黒の太い実線が実験値で，点線が計算値である．実験値は，1mm 程度滑動して僅かに返っている．
そして，
4 波後には3mm程度の滑動になった．これに対して，計算値は，4～5mm 程
度動き，4mm 程度返っており，累積滑動としては実験値とほdisplacement(m)と数値計算の結果について比較を行った．水理模型実験では，の集合体としてその運動を設定しているためだと考えられる．
そこで，ケーソンを円形要素の集合体ではなく，式(5)の n =20 とした矩形に非常に近い要素で表すことにした (高山・高橋，2006)．このような要素にすると，x = 0 あるいは y = 0 の
近傍では曲率半径が無限大になることが生じる．このように曲率半径が非常に大きくなると計算上問題が生じるので，ある値以上には大きくならないように制限を設けている．このようにケーソンを単一要素として計算した結果を薄い実線でFig. 17 に示している．この図が示すように，実験値は 1mm 弱
岸側に滑動したのち，波力が小さくなると沖側に 0.3mm 程度

Circular elements

Unit element

0.004

0.003

0.002

0.001

0
0.0

Experiments
0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

-0.001t/T

Fig. 17 Comparison between experiments and computation for
unit and circular elements

ぼ同じである．しかし，滑動の変動量は 4～5 倍程度大きい．
このように滑動の変動が大きくなったのは，堤体を円形要素

単一要素モデル
既往の実験値
剛体連結モデル返り，一波で約 0.7mm の残留滑動量となるのに対して，剛体連結モデルでは，前述のようにケーソンは 5mm 程度滑動し，波力が小さくなると 4mm 程度沖側に戻るために残留滑動量は実験値とほぼ同じになる．それに対して，ケーソン単一要素モデルでは，実験値とほぼ同じ滑動状況を示し，実験結果を非常によく再現している．このようにケーソンを単一要素で表すことによって，ケーソンの水平運動については実験値をよく再現することができた．しかしながら，ケーソンの傾斜運動についてはまだ実験値よりかなり大きく，今後改良してゆかなくてはならない．

－ 138 －

5. リアルタイム津波予測

00
Kobe
50
50

5.1 リアルタイム津波予測の必要性
海底地震の場合には津波も同時に発生し，揺れによる被害

Osaka

Kansai Ａirport

100
100

127 128 129 130 131 132 133 134 135 136 137 138 139 140 141 142 143 144

巨大津波を引き起こす危険がある東南海・南海地震は，概ね100～150 年間隔で発生しており，今世紀前半での発生が懸念されている．このように，巨大津波は，数百年程度の時間ス
ケールで繰り返し発生する現象であり，人間社会にとっては

109 110 111 112 113 114 115 116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126

150
150

91

92

93

94

95

96

97

98

99 100 101 102 103 104 105 106 107 108

73

74

75

76

77

78

79

80

81

82

83

84

85

55

56

57

58

59

60

61

62

63

64

65

66

67

68

69

70

71

72

37

38

39

40

41

42

43

44

45

46

47

48

49

50

51

52

53

54

row

に加えて津波被害も生じるため，その被害はさらに拡大する．

200
200

250
250

Shiono Misaki

Muroto Misaki

25

26

27

28

29

30

31

32

33

34

35

36

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

86

87

88

89

90

300
300

極めて稀な現象であるといえる．このような稀な巨大災害に0

難であり，ソフト対策による減災対策も考える必要がある．

1000

対しては，ハード整備で 100%の防災を目指すことは極めて困

100

200

300

200

400

300

400

500

500

col

Fig. 18 Segmented areas which cover assumed tsunami source

ソフト減災対策を行う上で，地震発生後，即座にかつリアル
タイムに津波予測を行い，予測結果に基づいて避難勧告を行2

E = ∑∑⎧⎨ηobsK(n) − ∑ aiηKi (n)⎫⎬
i
⎭
n K ⎩

うなどの対策を行うことが重要である．
地震発生時の津波を推定する際に，現状では地震情報（地(7)

震の揺れ）から津波予測を行うこととなる．しかし，この場
合，地震の揺れと津波の発生状況は異なるため，津波予報の

ここで，K：観測点番号，n：想定時間である．式(7)の誤差 E

空振り（実際には津波が発生しなかった）や津波地震の見逃を最小にする ai を求めるために，次式の連立方程式を解く．

しが発生することが懸念される．このような課題を解決する
ため，実際に観測された津波情報を元に，沿岸に来襲する津波をリアルタイムに予測する手法を確立することが重要とな⎫∂E⎧= 2⎨− ∑∑ηKJ (n)ηobsK (n) + ∑ai ∑∑ηKi (n)ηKJ (n)⎬
∂aJ
i
n K
⎭
⎩ n K

る．

=0

(8)

津波の観測情報を元にしたリアルタイム津波予測法は
NOAA (National Oceanic Atmospheric Administration) でも検討

式(8)をマトリックスで表すと，次式のようになる．

している (Titov，2005)．ここでは，断層情報よりも水位変動⎤⎡ ⎤ ⎡⎥ ⎢a ⎥ = ⎢⎥⎢ i ⎥ ⎢⎥⎦ ⎢⎣ ⎥⎦ ⎢⎣ら，2006)．

⎡⎢⎢⎢⎣

5.2 計算方法

Aij = ∑∑ηKi (n)ηKj (n)量をいち早く知ることが津波予測精度の向上につながるものと考え，沖合観測データを用いたインバージョン法によるリアルタイム津波予測法を提案し，その有用性を検討する (安田Aijnまず，Fig. 18 に示すように波源域を小領域に分割（格子サ

Bi

⎤
⎥
⎥
⎥⎦

(9)

K

Bi = ∑∑ηKi (n)ηobsK(n)イズ 27km）し，それぞれの小領域位置における水位が単位上

nK昇した場合の津波シミュレーションを事前に実施しておく．
津波の非線形性が生じない沖合では，次式に示すように，これらの小領域に対する津波計算結果ηKi を線形的に重ね合わせることにより，津波高を算出することが可能となる．

式(9)をガウス・ザイデル法で解くことにした．
水位変動量を求めることで，津波波源の規模や範囲を特定することができる．また，決定した水位変動量を，事前に計算しておいた小領域が単位変動した場合の津波高に対するグ

ηK = ∑aiηKi(6)i

リーン関数に乗じることにより，沿岸の任意地点における津波高を予測することができる．

ここに，ηK：K 点での津波高，ηKi：小領域 i で水位が単位変動した場合の観測点 K での津波高，ai：水位変動量である．
観測点 K において時系列的に津波が観測された場合，その津波高を再現できるように水位変動量 ai を求めることにより，

5.3 南海地震津波の予測(1) 波源域の推定結果
次に，南海地震モデルによる津波波源域の再現を試み，そ波源域の初期水位分布を推定することができる．すなわち，の精度を検証した．Fig. 19 のような，相田 (1981) による安政

逆解析手法を用いて解くことによって，小領域毎の水位変動

南海地震モデルについて逆解析を行い，津波水位時系列デー量を決定することができる．水位変動量は最小二乗法によりタから波源域の推定を試みた．想定した沖合観測点は，室戸以下のように求めることができる．

岬沖および潮岬の GPS 波浪計設置予定点で，津波水位時系列
変動を津波シミュレーションにより求め，得られた水位変動からガウス・ザイデル法を用いて逆解析を実施した．

－ 139 －

0
Kobe

Osaka

Kobe

300
300

Osaka

50
50

Kansai Ａirport

Kansai Ａirport

250
250

100
100
200
200

150
150

Shiono Misaki

Shiono Misaki

Muroto Misaki

Muroto Misaki

150
150

200
200
100
100

250
250
50
50

300
300
-3 -2
-2 -1
-1
-3

0
0

1
1

2
2

3
3(m)

-3 -2
-2 -1
-1
-3

0
0

1
1

2
2

3
3(m)

0
00

50 100100 150150 200
200 2250
300 350
350
400
450
500
50
50 300
400
450
500

0

Fig. 19 Initial sea level distribution in Tsunami source at Ansei

50 100100 150150 200
200 250250 300
300 350
350
400
450
500
50
400
450
500

Fig. 20 Initial sea level distribution predicted for 30 min. tsunami
observation

Earthquake in 1854

ansei_aida_30min

解析の結果，Fig. 20 のような初期水位変動の推定結果が得られた．Fig. 20 は 30 分間の観測データを元に推定した結果である．30 分間の観測データを元に推定すれば，波源域の範囲を問題なく推定できることがわかった．津波の観測は継続して続けられているため，最初の 30 分間で沿岸部における 30分間の津波を推定するだけでなく，さらに 30 分間観測した津波データも加えて，沿岸部の 1 時間分を予測するといったよ
うに，津波が治まるまで継続して予測できる．

(m)
12
3.0
潮岬
1.5

Shiono Misaki

09

到達波高
Oｂｓ.

-1.5

予測結果
Pred.

6
-3.0
-4.5
3
3.0

室戸岬

Muroto Misaki

1.5
00
-1.5
-3
-3.0
0:00

Fig. 21 は，津波の観測波形と逆解析によって求めた到達波
形を比較したものである．30 分間の観測データを元に推定し

(hr)
0:10

0:20

0:30

0:40

Fig. 21 Reproducibility of observed tsunami profiles

た結果である．室戸岬沖，潮岬沖ともに，予測結果は観測値

ansei_aida_osakabay_15minと完全に一致しており，-2m を超える大きな水位変動もしっ(m)
9

かりと再現できている．これにより，逆解析法の精度は検証

1.5

関空

Kansai Air Port

到達波高
arrival60

できたといえる．

1.5(2) 大阪湾内における津波水位の推定結果

予測結果
pred.
大阪

Osaka

30

南海地震モデルを用いた津波波源域の推定結果を用いて，

1.5

大阪湾内（神戸空港，大阪港，関西空港）での津波水位の時

00

系列変動を求めた．Fig. 22 と 23 は南海地震モデルを用いた場

-1.5

神戸

Kobe

合の到達波形と予測結果の時系列を比較したものである．そ

-3
0:00

れぞれ，Fig. 22 は 15 分間，Fig. 23 は 1 時間の観測データを元

Fig. 22 Prediction accuracy of tsunami profiles in Osaka Bay forに推定した結果である．

0:30

1:00

1:30

2:00

2:30

3:00

15min. observation

Fig.23 の 1 時間の観測データを用いた場合には，位相の遅れが若干みられるが，波形の再現精度は Fig. 22 の 15 分間の結果に比べて，かなり良くなっている．関空での推定結果に短周

ansei_aida_osakabay_1h(m)9Kansai Air Port
1.5

期変動が現れているが，1 時間のデータを用いただけにも関わらず，いずれの点でも津波到達から約 3 時間後までの水位変

関空
到達波高
arrival60
1.5

動を概ね再現できている．

予測結果
Pred.
大阪

Osaka

30

リアルタイム津波予測の実用化へ向けての検証として，大

1.5

神戸

Kobe

00

阪湾に加え，和歌山県海南市の下津港に到達する津波予測を-1.5行った．下津港は地震発生後，約 40 分後に津波が到達する地点であり，地震発生後，即座にリアルタイム津波予測を行って避難勧告を出すなど，早急に対策を行う必要性の高い港で

-3
0:00

0:30

1:00

1:30

2:00

2:30

3:00

3:30

4:00

Fig. 23 Prediction accuracy of tsunami profiles in Osaka Bay for
1hr. observation

ある．下津港に関する予測結果を Fig. 24 に示す．
Fig. 24 (a)は，室戸岬沖，潮岬沖，浅川沖の３地点における15 分間の観測データを元に推定した結果である．15 分間の観

Fig. 24 (b)は，1 時間の観測データを用いた場合の予測結果

測データでも津波到達後 1.5 時間ぐらいまでは精度のよい津を示している．津波の予測波形と到達波形を比較すると，1波予測が可能である．

時間の観測データを用いて予測した場合，7 時間後までの津波－ 140 －

波形を比較的精度よく予測することができることがわかった．

(m)
9

1 時間の観測データを用いれば，警報解除時期の判断材料とし1.5て用いることも可能になることが確認できた．

到達波高
Arr.

Pred.
予測結果

下津港
0
6

-1.5

6. おわりに

Shimotsu Port
3
3
0:00

旧運輸省港湾技術研究所で 26 年間，京都大学防災研究所で0:30

究に携わってきた．この間に行ってきた研究の中から社会に

2:00

2:30

3:00

3:30

4:00

(m)
9
到達波高
Arr.

1.5

ると考えている研究を取り上げて概述した．そこでは，その

Pred.
予測結果

下津港
06

研究に至った社会背景や必要性，さらには他の研究者によるそれ以降の研究成果についても述べている．

1:30(a) Observation of 15min.

12 年間，総計 38 年間にわたって，港湾水工学と海岸災害の研大きな貢献をすることができた，あるいはできる可能性があ

1:00

-1.5

Shimotsu Port

どのような社会要請の下に，またどのような考えの下に研3-3
0:00 0:30 1:00 1:30 2:00 2:30 3:00 3:30 4:00 4:30 5:00 5:30 6:00 6:30 7:00

究を遂行してきたのか理解していただければと思っている．

(b) Observation for 1hr.

研究の中身の詳細については参考文献を参照して欲しい．また，このような研究は私だけでできた訳ではなく，港湾技術

Fig. 24 Prediction accuracy of tsunami profiles at Shimotsu Port研究所時代や大学時代における同僚や研究仲間の支援や協力

in Wakayama Prefectureの賜物だと感謝している．今後，今までのように研究を続けていけるかどうかはわからないけれども，残された課題を解決するための努力はするつもりでいる．

高山知司・東良宏次郎（2002）：防波堤の被災特性に関する統計解析，海洋開発論文集，Vol.18, pp.263-268.

最後に，38 年間の私の研究生活を支えていただいた，諸先高山知司・東良宏二郎・金 泰民（2004）：個別要素法を用い輩と同僚，後輩，当時の学生諸君に深く感謝申し上げます．

た混成堤の挙動計算，海岸工学論文集，第 51 巻，pp.756-760.

また，研究に没頭できたのも，家庭を護ってくれた妻，恵子

高山知司・高橋通夫（2006）：ケーソンを単一要素とした個のお陰だと思っています．

別要素法による混成堤の挙動計算，海岸工学論文集，第 53巻，pp.841-845.

参考文献

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伊藤喜行・藤島 睦・北谷高雄（1966）：防波堤の安定性に関する研究，港研報告，第 5 巻，第 14 号，134p.
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トを考慮した護岸被覆材の最適設計, 海岸工学論文集, 第53 巻, pp.856-860.
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時の流体抵抗力と滑動量算定モデル，海岸工学論文集，第43 巻，pp.846-850.
日本港湾協会（1989）：港湾の施設の技術上の基準・同解説 改
金 泰民・安田誠宏・間瀬 肇・高山知司（2005）：台風 0423
訂版，p.144.
号による和歌山県すさみ町における防波堤の滑動被災解析，
平石哲也（1999）：長周期波のエネルギーレベルとそれによる海岸工学論文集，第 52 巻，pp.791-795.
荷役稼働率の推定，港湾技術研究所資料，No.934，17p.
下迫健一郎・高橋重雄・高山知司・谷本勝利（1998）：変形を安田誠宏・高山知司・川村健太（2006）：観測データを用いた
許容した混成防波堤の新設計法の提案 －期待滑動量を用
グリーン関数重ね合わせ法によるリアルタイム津波波源域
いた信頼性設計－，海岸工学論文集，第 45 巻，pp.801-805.
推定法，海岸工学論文集，第 53 巻，pp.311-315.
高山知司・神山豊（1977）：不規則波の回折計算，第 24 回海Cundall, P. A. and O. D. L. Strack (1979): A discrete numerical model
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アル.

－ 141 －

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Takayama, T. and Ikeda, N. (1992): Estimation of sliding failure
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Takayama, T. and Hiraishi, T. (1987) : Fundamental characteristics of
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Titov, Vasily V. (2005): Real-Time Tsunami Forecasting, Challenges
and Solutions, Natural Hazards, Vol.35, pp.41-58.

Vol.26 , No.5, pp.101-136.

Review of my research works on coastal disasters and port hydraulics

Tomotsuka TAKAYAMA
Synopsis
The present paper describes the review of my research works which have been made for 38 years in the Port andHarbour Research Institute, former Ministry of Transport, and the Disaster Prevention Research Institute of Kyoto University.
The paper gives the backgrounds and outlines of several selected research subjects on harbour tranquility, development of
directional random wave generator, reliability design procedures for breakwaters, simulation of caisson behavior by DEM(Discrete Element Method), and real time prediction of tsunami. Some works like the harbor tranquility have been muchdeveloped after our works and some like the real time prediction need further more development for practical application.
Keywords : Harbour tranquility, multi-directional random wave generator, reliability design, real time tsunami prediction－ 142 －