〈特別研究課題〉 海岸保全施設と背後住宅地を一体とした津波解析と対策工の総合評価
助 成 研 究 者

名古屋大学

中村

友昭

海岸保全施設と背後住宅地を一体とした津波解析と対策工の総合評価
中村 友昭（名古屋大学）

Integrated analysis of tsunamis and evaluation of comprehensive
countermeasures focusing on coastal protection facilities and residential areas
Tomoaki Nakamura(Nagoya University)

Abstract：
Tsunami-induced force acting on an inland building located at a residential area behind a coastal
protection facility with resilient structure combined with a coastal dike and an embankment wasinvestigated numerically. Numerical results showed that the relationship between the tsunami force
considering the erosion of the embankment and that assuming the constant profile of theembankment was affected by the scale of the erosion. This suggested that it is essential to take into
account the erosion process of an embankment in assessing tsunami force acting on inland buildings.
1．はじめに2011年東北地方太平洋沖地震時には，津波の作用により海岸堤防などの海岸保全施設だけではなく背後の住宅地にも甚大な被害が発生した．このうち，海岸堤防の耐津波安定性に対する検討は広く行われており，その成果が「津波越流に対する海岸堤防の粘り強い構造の要点」[1]等にまとめられている．また，住宅等の建物への作用波圧・波力に対する検討も多く行われており，津波による作用荷重等の基準が国土技術政策総合研究所[2]，FEMA [3]，ASCE [4]等により示されている．
一方，駿河海岸では，上記の要点を踏まえて既設の海岸堤防を粘り強い構造に改良するため，海岸堤防の背後に設計津波高を超える高さの盛土を構築した「海岸堤防と背後盛土が一体となった粘り強い構造」が提案され，その具体的な構造が決定されている[5, 6]．また，その整備も進められて

－ 1 －

図1

数値計算モデルFS 3 Mの再現性の検証で用いた計算領域の概略図

図 1 数値計算モデル FS3M の再現性の検証で用いた計算領域の概略図
いる[7]．しかし，そのような構造を持つ海岸保全施設に盛土を越える津波が来襲し，盛土の侵食いる[7]．しかし，そのような構造を持つ海岸保全施設に盛土を越える津波が来襲し，盛土の侵食がが進んでいったとき，盛土を越流した津波には盛土を構成する土砂が大量に含まれ，陸上部では浮進んでいったとき，盛土を越流した津波には盛土を構成する土砂が大量に含まれ，陸上部では浮遊

砂濃度の高い遡上津波となることが想定される．このように高濃度の浮遊砂が含まれる状況を対象
遊砂濃度の高い遡上津波となることが想定される．このように高濃度の浮遊砂が含まれる状況を対に津波力の検討を行った研究は中村ら[8, 9]に限られており，津波が越流し盛土の侵食が進んで9]に限られており，津波が越流し盛土の侵食が進んでいっ
象に津波力の検討を行った研究は中村ら[8,たときに，その背後に立地した住宅等の建物にどのような影響が及ぶのかは明確ではない．
いったときに，その背後に立地した住宅等の建物にどのような影響が及ぶのかは明確ではない．
そこで，盛土の侵食とそれに伴う高濃度の浮遊砂の巻き上げが建物への作用津波力に与える影響
そこで，盛土の侵食とそれに伴う高濃度の浮遊砂の巻き上げが建物への作用津波力に与える影響を明らかにするため，本研究では，駿河海岸で整備が進められている海岸堤防と背後盛土が一体とを明らかにするため，本研究では，駿河海岸で整備が進められている海岸堤防と背後盛土が一体となった構造の海岸保全施設を対象に，3 次元流体・構造・地形変化・地盤連成数値計算モデル
なった構造の海岸保全施設を対象に，3次元流体・構造・地形変化・地盤連成数値計算モデル（Three-Dimensional
Coupled
Fluid-Structure-Sediment-Seabed Interaction
Model；以下，FS3Mと称す（Three-Dimensional
Coupled
Fluid-Structure-Sediment-SeabedInteraction
Model；以下，FS3Mる）[10]による数値解析を実施した．具体的には，まず津波の越流による背後盛土の侵食現象を取と称する）[10]による数値解析を実施した．具体的には，まず津波の越流による背後盛土の侵食現り扱った犬飼ら[5]の水理実験に
FS3M を適用し，同現象に対する FS3M の再現性を検証した．続い象を取り扱った犬飼ら[5]の水理実験にFS3Mを適用し，同現象に対するFS3Mの再現性を検証して，背後盛土の背後に住宅を模した構造物を設置した状況を対象とした数値実験を行い，構造物へた．続いて，背後盛土の背後に住宅を模した構造物を設置した状況を対象とした数値実験を行い，の作用津波力の特性を主に盛土の有無や盛土侵食の有無の観点から考究した．
構造物への作用津波力の特性を主に盛土の有無や盛土侵食の有無の観点から考究した．

2. 数値計算モデル FS3M の再現性
2．数値計算モデルFS3Mの再現性
犬飼ら[5]の縮尺 1/25 の水理実験のうち，背後盛土の天端高を海岸堤防高以上とし，その盛土を犬飼ら[5]の縮尺1/25の水理実験のうち，背後盛土の天端高を海岸堤防高以上とし，その盛土を越流する津波を作用させたケースを対象に再現計算を行い，数値計算モデル FS3M の再現性の検証
越流する津波を作用させたケースを対象に再現計算を行い，数値計算モデルFS3Mの再現性の検証を行った．なお，水理実験において盛土の侵食形状が沿岸方向に一様であったと考えられることかを行った．なお，水理実験において盛土の侵食形状が沿岸方向に一様であったと考えられることから，本章では計算負荷の軽減のために単位奥行きの断面 2 次元計算を行った．
ら，本章では計算負荷の軽減のために単位奥行きの断面2次元計算を行った．
2.1 計算条件
2.1 計算条件
図 1 に計算領域の概略図を示す．犬飼ら[5]と同様に，天端幅 148 mm，天端高 160 mm，裏法勾
図1に計算領域の概略図を示す．犬飼ら[5]と同様に，天端幅148 mm，天端高160 mm，裏法勾配
配 1:2 の海岸堤防と幅 90 mm，高さ 40 mm の基礎工を設定した．ただし，犬飼ら[5]からは表法の1:2の海岸堤防と幅90 mm，高さ40 mmの基礎工を設定した．ただし，犬飼ら[5]からは表法の詳細
詳細と被覆工の厚さが分からなかったため，表法は 1:1.5 の一様勾配，被覆工厚は 20 mm（現地換と被覆工の厚さが分からなかったため，表法は1:1.5の一様勾配，被覆工厚は20 mm（現地換算0.50
算 0.50 m）とした．また，海岸堤防の裏法上とその岸側には，天端幅 160 mm，天端高 292 mm，法m）とした．また，海岸堤防の裏法上とその岸側には，天端幅160 mm，天端高292 mm，法面勾配
面勾配 1:2 の背後盛土を設定した．移動床の岸側は，次章で住宅を模した構造物を設定することを1:2の背後盛土を設定した．移動床の岸側は，次章で住宅を模した構造物を設定することを見越し
見越して，犬飼ら[5]と異なり不透過床とした．海岸堤防の沖側は，計算領域の底面と移動床の表面て，犬飼ら[5]と異なり不透過床とした．海岸堤防の沖側は，計算領域の底面と移動床の表面を滑を滑らかにつなぐため，勾配 1:10 の不透過斜面とした．座標軸は，海岸堤防の裏法尻を原点とす
らかにつなぐため，勾配1:10の不透過斜面とした．座標軸は，海岸堤防の裏法尻を原点とする水る水平岸向きを x 軸，鉛直上向きを z 軸とした．計算格子の x 軸方向の幅は，中村・水谷[11]等の平岸向きをx軸，鉛直上向きをz軸とした．計算格子のx軸方向の幅は，中村・水谷[11]等の既往の検既往の検討を踏まえて，海岸保全施設周辺の–0.72  x  1.08 m では 22.5 mm，その岸側の 1.20  x 
討を踏まえて，海岸保全施設周辺の‒0.72 ≤ x ≤ 1.08 mでは22.5 mm，その岸側の1.20 ≤ x ≤ 4.50
4.50 m では 25.0 mm とした．また，z 軸方向の幅は，
移動床表面近傍の–0.10  z  0.31 m では 10.0 mm
mでは25.0 mmとした．また，z軸方向の幅は，移動床表面近傍の–0.10 ≤ z ≤ 0.31 mでは10.0 mm
2－ 2 －とした．上記以外の範囲では，計算負荷の軽減のために，不等間隔格子とした．流速と圧力の境界とした．上記以外の範囲では，計算負荷の軽減のために，不等間隔格子とした．流速と圧力の境界とした．上記以外の範囲では，計算負荷の軽減のために，不等間隔格子とした．流速と圧力の境界条件として，沖側境界は水面より下側から流量条件として，沖側境界は水面より下側から流量Qを流入させる流入境界とした．ここで，海岸堤防
条件として，沖側境界は水面より下側から流量 Q
Q を流入させる流入境界とした．ここで，海岸堤を流入させる流入境界とした．ここで，海岸堤防の表法先での越流水深が60の表法先での越流水深が60mmとなる流量qを中村・水谷[11]に倣って完全越流時の広頂堰に対する防の表法先での越流水深が60 mm
mm となる流量となる流量 qq を中村・水谷[11]に倣って完全越流時の広頂堰に対を中村・水谷[11]に倣って完全越流時の広頂堰に対する堰の公式から求めた．そして，流入流量
堰の公式から求めた．そして，流入流量Qを計算開始とともに線形的に増加させ，越流開始時にはする堰の公式から求めた．そして，流入流量 Q
Q を計算開始とともに線形的に増加させ，越流開始
を計算開始とともに線形的に増加させ，越流開始時には一定流量
一定流量qとなるように設定した．また，海岸堤防の被覆工を含む固定床の表面にはSlip条件を，時には一定流量 qq となるように設定した．また，海岸堤防の被覆工を含む固定床の表面にはとなるように設定した．また，海岸堤防の被覆工を含む固定床の表面には Slip
Slip
条件を，岸側境界には勾配ゼロの条件を課した．VOF
条件を，岸側境界には勾配ゼロの条件を課した．VOF 関数
関数 F
F の境界条件として，岸側境界には水の境界条件として，岸側境界には水岸側境界には勾配ゼロの条件を課した．VOF関数Fの境界条件として，岸側境界には水の流入を防の流入を防ぐためにFの流入を防ぐためにF== 00 の条件を，それ以外の境界には勾配ゼロの条件を課した．掃流砂の境界の条件を，それ以外の境界には勾配ゼロの条件を課した．掃流砂の境界
ぐためにF= 0の条件を，それ以外の境界には勾配ゼロの条件を課した．掃流砂の境界条件として，条件として，移動床の沖側端と岸側端からの掃流砂の供給がゼロの条件を用い，浮遊砂の境界条件
条件として，移動床の沖側端と岸側端からの掃流砂の供給がゼロの条件を用い，浮遊砂の境界条件
移動床の沖側端と岸側端からの掃流砂の供給がゼロの条件を用い，浮遊砂の境界条件として，沖側として，沖側境界と岸側境界からの浮遊砂の供給がゼロの条件を用いた．
として，沖側境界と岸側境界からの浮遊砂の供給がゼロの条件を用いた．
境界と岸側境界からの浮遊砂の供給がゼロの条件を用いた．
FS3M
FS3M の流体運動の解析には，非圧縮性粘性流体からなる気液両相の流体運動を，地形の変化をの流体運動の解析には，非圧縮性粘性流体からなる気液両相の流体運動を，地形の変化を
FS3Mの流体運動の解析には，非圧縮性粘性流体からなる気液両相の流体運動を，地形の変化を考慮して解析する以下の連続式と考慮して解析する以下の連続式と Navier-Stokes
Navier-Stokes 方程式が用いられている．
方程式が用いられている．
考慮して解析する以下の連続式とNavier-Stokes方程式が用いられている．

 



mv jj
m  mv
*
m


q


q*
tt
xx j
j


m
mv
C
m

m
C AA 11
m  vvii  
mvii vv jj
tt 
xx jjm1m  pp  mg  m
m s R  f ob
1  2mˆ D    m aa   Q  m 



 ˆ
 mgii  ˆ  ff ii s  Rii  f ii ob   ˆm ijij  Qii  m  ii
2mˆ Dijij xx jx
ˆ xiiˆˆ xx jj
j





⑴

(1)
(1)

 ⑵

(2)
(2)

ここで，x
ここで，xii は位置ベクトル，tは位置ベクトル，t は時間，は時間， vvii は流速ベクトル，は流速ベクトル， p
は圧力である．他の変数は中村・水p は圧力である．他の変数は中村・水
ここで，xiは位置ベクトル，tは時間，viは流速ベクトル，pは圧力である．他の変数は中村・水谷
谷[11]を参照されたい．また，
谷[11]を参照されたい．また，
を流体の密度，を流体の密度，ss を砂粒子の密度，Cを砂粒子の密度，C を浮遊砂濃度としたとき，式を浮遊砂濃度としたとき，式[11]を参照されたい．また，ρを流体の密度，ρsを砂粒子の密度，Cを浮遊砂濃度としたとき，式⑵(2)の流体の見かけの密度(2)の流体の見かけの密度 ̂を次式により求め，浮遊砂を含む効果を考慮した．
̂ を次式により求め，浮遊砂を含む効果を考慮した．
の流体の見かけの密度ρ̂を次式により求め，浮遊砂を含む効果を考慮した．

ˆˆ   11 
s C
C  
C

C

s

 ⑶

(3)
(3)

移動床，海岸堤防中詰材，背後盛土を構成する砂の中央粒径d50 は，犬飼ら[5]と同様，0.3 mmと移動床，海岸堤防中詰材，背後盛土を構成する砂の中央粒径
は，犬飼ら[5]と同様，0.3 mm
移動床，海岸堤防中詰材，背後盛土を構成する砂の中央粒径 dd50
mm としとし
50 は，犬飼ら[5]と同様，0.3
3
した．また，ρsは犬飼ら[5]には記載されていなかったことから，ρs = 2.70×103 kg/mと仮定した．
33
33
た．また，た．また，
ss は犬飼ら[5]には記載されていなかったことから，は犬飼ら[5]には記載されていなかったことから，
ss == 2.70102.7010 kg/m
kg/m と仮定した．空と仮定した．空ˊs = (1 ‒ m)
空隙率mは，水理実験における含水比0%での平均密度ρˊが1.29～1.44kg/m3 [12]であり，ρ
s
33
隙率
– m)
隙率 m
m は，
は，水理実験における含水比
水理実験における含水比 0%での平均密度0%での平均密度ssが
が 1.29～1.44
1.29～1.44 kg/m
kg/m [12]であり，[12]であり，ss =
= (1
(1 –
m)
ρsよりm = 0.466～0.522となることから，m = 0.50とした．静止摩擦角θs，動摩擦角θd，水中安息ss よりより m
m== 0.466～0.522
0.466～0.522 となることから，mとなることから，m– == 0.500.50 とした．静止摩擦角とした．静止摩擦角
ss，動摩擦角，動摩擦角
dd，水中安息角，水中安息角角θr，斜面崩壊開始基準θr+，斜面崩壊完了基準θ
r も記載されていなかったことから，簡単のために+–rr，斜面崩壊開始基準，斜面崩壊開始基準
rr+，斜面崩壊完了基準，斜面崩壊完了基準
rr–も記載されていなかったことから，簡単のためにも記載されていなかったことから，簡単のためにss+
θsをθrより若干大きいθs = θr + 0.01°，θr + θr+をθ
0.0°，θr + θr–をθ
rと同値つまりθr = +rより若干小さ+–ををrr より若干大きい
より若干大きい
ss =
=
rr +
+ 0.01°，0.01°，
rr +
+
rr+を
を
rr と同値つまりと同値つまりrr+ == 0.0°，
0.0°，
rr +
+
rr–を
を
rr より若干小さい
より若干小さい–+いθr ‒ 0.01°つまりθr– =–– ‒0.01°とした．その上で，θd ≤ θs，θd ≤ θr + θ
，θ
+
θ
≤
θ
r
r
sの範囲内で––r+rr –– 0.01°つまり0.01°つまり
rr == –0.01°とした．その上で，–0.01°とした．その上で，
dd 

ss，
，
dd 

rr +
+
rr ，
，
rr +
+
rr+ 
ss の範囲内で試行計の範囲内で試行計
試行計算を行い，θd = 27.0°，θr = 45.0°とした．漂砂計算に用いる摩擦速度は，移動床の表面近傍算を行い，算を行い，
dd == 27.0°，27.0°，
rr == 45.0°とした．漂砂計算に用いる摩擦速度は，移動床の表面近傍での45.0°とした．漂砂計算に用いる摩擦速度は，移動床の表面近傍での zz 軸
軸でのz軸方向の格子幅10mmの1.5倍として，移動床の表面から15mm上方での接線方向流速から求方向の格子幅
移動床の表面から方向の格子幅 10
10 mm
mm の
の 1.5
1.5 倍として，倍として，移動床の表面から 1515 mm
mm 上方での接線方向流速から求めた．
上方での接線方向流速から求めた．
めた．限界Shields数は岩垣の式により，砂粒子の沈降速度はRubeyの式により求めた．底質巻き上限界
限界 Shields
Shields 数は岩垣の式により，砂粒子の沈降速度は
数は岩垣の式により，砂粒子の沈降速度は Rubey
Rubey の式により求めた．底質巻き上げ係の式により求めた．底質巻き上げ係
げ係数C
p は，θd やθr と同様に試行計算を行い，定常流に対する値 0.00033より若干小さいCp =数
数C
Cpp は，は，
dd ややrr と同様に試行計算を行い，定常流に対する値と同様に試行計算を行い，定常流に対する値 0.00033
0.00033 より若干小さい
より若干小さい CCpp == 0.00024
0.000240.00024とした．漂砂計算時には，移動床表面とその3d=
0.9mm内部での間隙水圧を求め，両者50とした．漂砂計算時には，移動床表面とその=0.9 mm 内部での間隙水圧を求め，両者の差のとした．漂砂計算時には，移動床表面とその 3d3d50
50 = 0.9 mm 内部での間隙水圧を求め，両者の差のの差の影響を考慮した[13]．また，Seを有効飽和度，Srを飽和度，sをサクションとしたとき，以下影響を考慮した[13]．また，S影響を考慮した[13]．また，See を有効飽和度，Sを有効飽和度，Srr を飽和度，sを飽和度，s をサクションとしたとき，以下のをサクションとしたとき，以下の vanvan*のvanGenuchten
Genuchtenの式の形状パラメータα，n*と残留飽和度S
rrも，犬飼ら[5]に記載されていなかったも，犬飼ら[5]に記載されていなかったこと
Genuchten の式の形状パラメータの式の形状パラメータ
，n，n*と残留飽和度と残留飽和度 SSrr
rr も，犬飼ら[5]に記載されていなかったこと-1** = 12.473，Srr = 13.6%を用いた．
ことから，中央粒径が近い三河珪砂5号[14]のα
kPa-1
，n*
-1，n
から，中央粒径が近い三河珪砂
0.68=から，中央粒径が近い三河珪砂 55 号[14]の号[14]の===0.68
0.68 kPa
kPa，n= 12.473，S
12.473，Srr == 13.6%を用いた．最大飽
13.6%を用いた．最大飽
rr

最大飽和度Srsは簡単のためにSrs = 100%とした．初期飽和度は，水理実験において地下水位がz =

33
－ 3 －

図 2 犬飼ら[5]の水理実験の再現計算結果
図 2犬飼ら[5]の水理実験の再現計算結果
犬飼ら[ 5 ]の水理実験の再現計算結果
図 2

和度 Srs は簡単のために Srs = 100%とした．初期飽和度は，水理実験において地下水位が z = –0.13 mに設定[15]されていたことから，z= –0.13 m
Srs に設定し，z= –0.13m‒0.13= より下では最大飽和度‒0.13 mより下では最大飽和度S
= より上
‒0.13
和度
Srs mに設定[15]されていたことから，zは簡単のために Srs = 100%とした．初期飽和度は，水理実験において地下水位がz = –0.13mrsに設定し，zでは平衡状態を仮定し van Genuchtenの式に従う飽和度分布とした．
に設定[15]されていたことから，z= Genuchtenの式に従う飽和度分布とした．
–0.13
m より下では最大飽和度 Srs に設定し，z = –0.13 m より上
mより上では平衡状態を仮定しvanでは平衡状態を仮定しvan Genuchten
Sr  Srrn*  11 n*の式に従う飽和度分布とした．
Se 1   s 
Sr SrsSrr Srr
n*  11 n*
Se 1   s 
Srs  Srr
2.2
2.2 再現性の検証
再現性の検証









 ⑷
(4)

(4)

津波越流時の地形変化の比較を図 2 に示す．ここで，同図の時刻は越流開始からの時間である．
2.2 津波越流時の地形変化の比較を図2に示す．ここで，同図の時刻は越流開始からの時間である．
再現性の検証また，黒塗り部は海岸堤防の天端および裏法の被覆工を表す．
津波越流時の地形変化の比較を図 2 に示す．ここで，同図の時刻は越流開始からの時間である．
また，黒塗り部は海岸堤防の天端および裏法の被覆工を表す．
図 2 より，盛土流失後に形成される洗掘とその岸側の堆積を若干過小評価していることが分かる．
また，黒塗り部は海岸堤防の天端および裏法の被覆工を表す．
図2より，盛土流失後に形成される洗掘とその岸側の堆積を若干過小評価していることが分か
このような洗掘や堆積の過小評価は，犬飼ら[6]でも確認されている．その一方で，犬飼ら[6]では
図 2 より，盛土流失後に形成される洗掘とその岸側の堆積を若干過小評価していることが分かる．
る．このような洗掘や堆積の過小評価は，犬飼ら[6]でも確認されている．その一方で，犬飼ら[6]
越流開始から 40 s 経過後も海岸堤防の裏法被覆工上に盛土が残っていたものの，漂砂に与える間隙
このような洗掘や堆積の過小評価は，犬飼ら[6]でも確認されている．その一方で，犬飼ら[6]ではでは越流開始から40s経過後も海岸堤防の裏法被覆工上に盛土が残っていたものの，漂砂に与える
水圧差の影響[13]を考慮した本計算結果では，図2 に示すように 40 s 経過時に裏法被覆工上に残っ越流開始から40 s 経過後も海岸堤防の裏法被覆工上に盛土が残っていたものの，漂砂に与える間隙
間隙水圧差の影響[13]を考慮した本計算結果では，図2に示すように40s経過時に裏法被覆工上にている盛土は確認できない．以上のように，盛土の天端から裏法にかけての侵食形状は水理実験結
水圧差の影響[13]を考慮した本計算結果では，図2 に示すように 40 s 経過時に裏法被覆工上に残っ残っている盛土は確認できない．以上のように，盛土の天端から裏法にかけての侵食形状は水理実
果と概ね一致する結果が得られたことから，FS3M の再現性が確認できた．
ている盛土は確認できない．以上のように，盛土の天端から裏法にかけての侵食形状は水理実験結験結果と概ね一致する結果が得られたことから，FS3Mの再現性が確認できた．

果と概ね一致する結果が得られたことから，FS3Mの再現性が確認できた．
 海岸保全施設と背後住宅地を一体とした津波解析
3.
3．海岸保全施設と背後住宅地を一体とした津波解析
3.1
計算条件
3.3.1
海岸保全施設と背後住宅地を一体とした津波解析
計算条件

図 1 の計算領域を若干変更した図 3 に示す計算領域を用いた．具体的には，図 1 の沿岸方向の幅
3.1 図1の計算領域を若干変更した図3に示す計算領域を用いた．具体的には，図1の沿岸方向の幅を計算条件

をm に延ばすとともに，海岸堤防の裏法尻から
4.0 m（現地換算 100 m）の位置に，住宅を模し
図 2.0
1 の計算領域を若干変更した図3 に示す計算領域を用いた．具体的には，図1 の沿岸方向の幅
2.0 mに延ばすとともに，海岸堤防の裏法尻から4.0 m（現地換算100 m）の位置に，住宅を模した一
0.4 m（現地換算 10 m）の角柱型の構造物を設定した．このとき，構造物の沿岸方向の幅をた一辺2.0 m に延ばすとともに，海岸堤防の裏法尻から
4.0 m（現地換算 100 m）の位置に，住宅を模し0.4
辺0.4 m（現地換算10 m）の角柱型の構造物を設定した．このとき，構造物の沿岸方向の幅0.4 mにm に対して，計算領域の沿岸方向の幅は2.0 m となり，その比は 1/5 となる．池谷ら[16]より，こた一辺0.4 m（現地換算 10 m）の角柱型の構造物を設定した．このとき，構造物の沿岸方向の幅
0.4
対して，計算領域の沿岸方向の幅は2.0 mとなり，その比は1/5となる．池谷ら[16]より，この比が1/4 以上の場合は，水路幅が津波力に与える影響が著しく増大することが明らかとなっていm の比がに対して，計算領域の沿岸方向の幅は2.0 m となり，その比は 1/5 となる．池谷ら[16]より，こ1/4以上の場合は，水路幅が津波力に与える影響が著しく増大することが明らかとなっている．本る．本研究の1/5 では十分ではない可能性があるものの，計算負荷との兼ね合いから，上記のようの比が1/4 以上の場合は，水路幅が津波力に与える影響が著しく増大することが明らかとなってい研究の1/5では十分ではない可能性があるものの，計算負荷との兼ね合いから，上記のようにしにした．また，構造物は，簡単のために，単体で存在するものとし，越流が生じない十分な高さをる．本研究の1/5 では十分ではない可能性があるものの，計算負荷との兼ね合いから，上記のようた．また，構造物は，簡単のために，単体で存在するものとし，越流が生じない十分な高さを有す有するとともに，窓などの開口部のない不透過な直方体とした．
にした．また，構造物は，簡単のために，単体で存在するものとし，越流が生じない十分な高さをるとともに，窓などの開口部のない不透過な直方体とした．
海岸堤防や背後盛土で反射した津波が沖側境界から抜けるように，図 1 の計算領域の沖側境界の有するとともに，窓などの開口部のない不透過な直方体とした．
海岸堤防や背後盛土で反射した津波が沖側境界から抜けるように，図1の計算領域の沖側境界の位置に造波ソースを設け，さらにその造波ソースから
x = –10 m の位置まで減衰領域を追加すると海岸堤防や背後盛土で反射した津波が沖側境界から抜けるように，
図 1 の計算領域の沖側境界の位置に造波ソースを設け，さらにその造波ソースからx = ‒10 mの位置まで減衰領域を追加するとともに，沖側境界の境界条件を流入境界条件から Sommerfeld
位置に造波ソースを設け，さらにその造波ソースから
x = –10 m 放射条件に変更した．そして，造波の位置まで減衰領域を追加するとともに，沖側境界の境界条件を流入境界条件からSommerfeld放射条件に変更した．そして，造波ソースから津波を模した押し波初動の長周期波 1Sommerfeld
波を造波した．
このとき，造波波高は 0.2 m とし，ともに，沖側境界の境界条件を流入境界条件から放射条件に変更した．そして，造波ソースから津波を模した押し波初動の長周期波1波を造波した．このとき，造波波高は0.2 mとし，ソースから津波を模した押し波初動の長周期波 1 波を造波した．
このとき，造波波高は 0.2 m とし，
周期Tは60，90 sの2種類変化させた．また，背後盛土が存在するか否か，漂砂計算を行い，移動
4
4
－ 4 －

図3
3 津波力の検討で用いた計算領域の概略図
津波力の検討で用いた計算領域の概略図
図表表1
1 津波力の検討における計算ケース
津波力の検討における計算ケース
ケース
Case_60s_1
Case_60s_2
Case_60s_3
Case_60s_4
Case_60s_5
Case_60s_6
Case_90s_1
Case_90s_2
Case_90s_3
Case_90s_4
Case_90s_5
Case_90s_6

周期 背後 地形変 流体密度へのT [s] 盛土 化計算 浮遊砂の影響
NA
なし
考慮
なし
あり
考慮せず
60
NA
なし
考慮
あり
あり
考慮せず
NA
なし
考慮
なし
あり
考慮せず
90
NA
なし
考慮
あり
あり
考慮せず

周期 T は 60，90 s の 2 種類変化させた．また，背後盛土が存在するか否か，漂砂計算を行い，移床の地形変化を計算するか否か，巻き上がった浮遊砂によって流体の見かけの密度が増加する効果
動床の地形変化を計算するか否か，巻き上がった浮遊砂によって流体の見かけの密度が増加する効を考慮するか否かを変化させた表1に示す計12ケースの数値実験を行った．
果を考慮するか否かを変化させた表 1 に示す計 12 ケースの数値実験を行った．
3.2 津波の特性
3.2 津波の特性
海岸堤防の表法先のW1（図3参照）における水位ηを図4に例示する．ここで，tは時刻である．
海岸堤防の表法先の W1（図 3 参照）における水位を図 4 に例示する．ここで，t は時刻である．
同 図 に は， 背 後 盛 土 が 存 在 し， か つ そ の 形 状 が 変 化 し な い 状 況 を 対 象 と し たCase_60s_4と同図には，背後盛土が存在し，かつその形状が変化しない状況を対象とした Case_60s_4 とCase_90s_4での結果を示した．また，盛土の天端高と前章で検討した越流水深60 mmの位置を破Case_90s_4 での結果を示した．また，盛土の天端高と前章で検討した越流水深 60 mm の位置を破線で示した．
線で示した．
犬飼ら[6]より，現地の駿河海岸で想定されるL2津波の最大越流水深は60 mm（現地換算1.5 m），
犬飼ら[6]より，
現地の駿河海岸で想定される L2 津波の最大越流水深は 60 mm（現地換算 1.5 m），
越流時間は16.2 （s 現地換算81 s）であり，図4に示すようにT = 60 sのときにL2津波と同程度となっ越流時間は 16.2 s（現地換算 81 s）であり，図 4 に示すように T = 60 s のときに L2 津波と同程度とている．一方，T = 90 sのときは，最大越流水深はT = 60 sのときと顕著な差はないものの，越流なっている．一方，T = 90 s のときは，最大越流水深は T = 60 s のときと顕著な差はないものの，
時間はT = 60 sのときよりも長くなっており，後述するように背後盛土が完全に流出するより厳し
越流時間は T = 60 s のときよりも長くなっており，後述するように背後盛土が完全に流出するよりい状況を想定していることに相当している．
厳しい状況を想定していることに相当している．
3.3 津波力の特性
3.3 津波力の特性
構造物の沖側面に作用する計算格子ごとの圧力変動を求め，それを構造物沖側面のすべての計算
5－ 5 －4 海岸堤防表法先W
1での水位ηの時間変化（Case_ 60 s_ 4，Case_ 90 s_ 4）
図 4図海岸堤防表法先W1 での水位の時間変化（Case_60s_4，Case_90s_4）

(a)

(b)
T = T60= 60
T = T90= s90 s
図 5構造物沖側面への作用津波力
構造物沖側面への作用津波力FFxwxwの時間変化：(a)
s，(b)
図 5
の時間変化：(a)s，(b)

構造物の沖側面に作用する計算格子ごとの圧力変動を求め，それを構造物沖側面のすべての計算
格子に対して積分した値を津波力F（岸向きを正）と定義したとき，Fxw
xwの時間変化を図5に示す．
格子に対して積分した値を津波力
Fxw（岸向きを正）と定義したとき，
Fxw の時間変化を図 5 に示す．
まずケース名の末尾が1，2，4，5のケース（表1参照）に着目する．図5より，周期Tや盛土の有
1，2，4，5
1を参照）に着目する．図
より，周期
T や盛土
無まずケース名の末尾がが等しい条件同士を比 較 す る のケース（表と， 漂 砂 計 算
行 わ な か っ たCase_560s_
1，Case_90s_ 1，の有無が等しい条件同士を比較すると，漂砂計算を行わなかった Case_60s_1，Case_90s_1，
Case_60s_4，Case_90s_4のときの方が，漂砂計算を行った他のケースよりもFxwの立ち上がりが早Case_60s_4，Case_90s_4 のときの方が，漂砂計算を行った他のケースよりも Fxw の立ち上がりが早
く，構造物設置位置への津波の到達が早いことが分かる．漂砂計算を行った場合には，津波先端部
く，構造物設置位置への津波の到達が早いことが分かる．漂砂計算を行った場合には，津波先端部が越流・遡上する際に，地形に微小な凹凸が形成されることから，その分だけ見かけの粗度が増加
が越流・遡上する際に，地形に微小な凹凸が形成されることから，その分だけ見かけの粗度が増加したため，上述したように構造物への津波の到達が遅れたと考えられる．また，漂砂計算を行わなしたため，上述したように構造物への津波の到達が遅れたと考えられる．また，漂砂計算を行わなかったケース名の末尾が1と4のケースでは，盛土設置時のCase_60s_4，Case_90s_4の方が盛土未かったケース名の末尾が 1 と 4 のケースでは，盛土設置時の Case_60s_4，Case_90s_4 の方が盛土未設置時のCase_60s_1，Case_90s_1と比べてFxwが小さくなっている．これは，盛土によって背後の設置時の Case_60s_1，Case_90s_1 と比べて Fxw が小さくなっている．これは，盛土によって背後の水位が低下したためである．
水位が低下したためである．
次に，背後盛土のないCase_60s_1，Case_60s_2，Case_90s_1，Case_90s_2に着目すると，漂次に，背後盛土のない Case_60s_1，Case_60s_2，Case_90s_1，Case_90s_2 に着目すると，漂砂計
砂計算を行わなかったCase_60s_1，Case_90s_1のときの方が，漂砂計算を行ったCase_60s_2，
算を行わなかった Case_60s_1，Case_90s_1 のときの方が，漂砂計算を行った Case_60s_2，Case_90s_2
Case_90s_2のときよりもFxwが大きい傾向にあることが分かる．これは，漂砂計算を行ったときにのときよりも Fxw が大きい傾向にあることが分かる．これは，漂砂計算を行ったときには海岸堤防
は海岸堤防の裏法尻に洗掘穴が形成されることから，津波の減勢効果が確認されている落堀と同様の裏法尻に洗掘穴が形成されることから，津波の減勢効果が確認されている落堀と同様の効果を発の効果を発揮したためと考えられる．
揮したためと考えられる．
続いて，背後盛土のあるCase_60s_4，Case_60s_5，Case_90s_4，Case_90s_5に着目する．こ続いて，背後盛土のある Case_60s_4，Case_60s_5，Case_90s_4，Case_90s_5 に着目する．このうのうち漂砂計算を行ったCase_60s_5とCase_90s_5における背後盛土の天端高の時間変化を図6に
ち漂砂計算を行った Case_60s_5 と Case_90s_5 における背後盛土の天端高の時間変化を図 6 に示す．
示す．
まず T = 60 s のとき，図 5(a)に示すように，漂砂計算を行わなかった Case_60s_4 のときの Fxw の
まずT = 60 sのとき，図5(a)に示すように，漂砂計算を行わなかったCase_60s_4のときのFxwの方方が，漂砂計算を行った Case_60s_5 のときよりもわずかに大きく，背後盛土がない場合と類似しが，漂砂計算を行ったCase_60s_5のときよりもわずかに大きく，背後盛土がない場合と類似した
6－ 6 －図 6 背後盛土の天端高の時間変化（背後盛土あり，地形変化計算時；Case_ 60 s_ 5，Case_ 90 s_ 5）
図 6 背後盛土の天端高の時間変化（背後盛土あり，地形変化計算時；Case_60s_5，Case_90s_5）

背後盛土の侵食が急激に進む様子（Case_ 90 s_ 5）
図 7図 7背後盛土の侵食が急激に進む様子（Case_90s_5）

た傾向を示していることが分かる．図 6 に示すように，盛土の天端高が t = 10 s 過ぎから 20 s 過ぎ
傾向を示していることが分かる．図6に示すように，盛土の天端高がt = 10 s過ぎから20 s過ぎにかにかけて低下しているものの，その低下量は 0.05 m 程度に留まっている．したがって，漂砂計算
けて低下しているものの，その低下量は0.05 m程度に留まっている．したがって，漂砂計算を行っを行った Case_60s_5 の Fxw に盛土の天端高が低下した影響はほとんど現れておらず，そのために上たCase_60s_5のFxwに盛土の天端高が低下した影響はほとんど現れておらず，そのために上述した
述したような傾向を示したと考えられる．
ような傾向を示したと考えられる．
一方，T = 90 s のとき，図 5(b)に示すように，t = 30 s 頃までは，Fxw の大きさは Case_90s_4 と一方，T = 90 sのとき，図 5(b)に示すように，t = 30 s頃までは，Fxwの大きさはCase_90s_4とCase_90s_5 で同程度となっている．このうち，漂砂計算を行った Case_90s_5 のときは，図 6 より，
Case_90s_5で同程度となっている．このうち，漂砂計算を行ったCase_90s_5のときは，図6より，
t = 30 s 頃に背後盛土の天端高が急激に低下していることが分かる．このときの盛土周辺の流動場
t = 30 s頃に背後盛土の天端高が急激に低下していることが分かる．このときの盛土周辺の流動場を図 7 に示す．ここで，同図の左側にある黒塗り部は海岸堤防の天端および裏法の被覆工を，実線を図7に示す．ここで，同図の左側にある黒塗り部は海岸堤防の天端および裏法の被覆工を，実線
は移動床の表面と自由表面を，C は浮遊砂濃度を表す．図 7 からも，盛土の天端高が急激に低下しは移動床の表面と自由表面を，Cは浮遊砂濃度を表す．図7からも，盛土の天端高が急激に低下していることが確認できる．また，それと同時に，盛土の裏法が少しずつ急勾配になっていることもていることが確認できる．また，それと同時に，盛土の裏法が少しずつ急勾配になっていることも確認できる．これは，流速が大きく漂砂量も多い盛土裏法尻周辺の侵食が大きく，その影響を受け確認できる．これは，流速が大きく漂砂量も多い盛土裏法尻周辺の侵食が大きく，その影響を受けたためと考えられる．また，このように裏法の下り勾配が急になったことで，勾配に依存する限界たためと考えられる．また，このように裏法の下り勾配が急になったことで，勾配に依存する限界
Shields 数が徐々に小さくなり，その影響を受けて盛土の侵食が急激に進んだと推測される．このよShields数が徐々に小さくなり，その影響を受けて盛土の侵食が急激に進んだと推測される．このうに盛土の流失が急激に進んだため，図 5(b)中の矢印に示すように，t = 30 s 過ぎに Case_90s_5 のように盛土の流失が急激に進んだため，図5(b)中の矢印に示すように，t = 30 s過ぎにCase_90s_5
7
－ 7 －

(a)
(a)

(b)
(b)

背後盛土流失後の流動場の様子（左・中図）と構造物沖側面での図 8 図8 背後盛土流失後の流動場の様子（左・中図）と構造物沖側面での図 8 背後盛土流失後の流動場の様子（左・中図）と構造物沖側面での圧力変動pの分布（右図）：(a) Case_ 90 s_ 2，(b) Case_ 90 s_ 5
圧力変動 p の分布（右図）：(a) Case_90s_2，(b) Case_90s_5
圧力変動 p の分布（右図）：(a) Case_90s_2，(b) Case_90s_5のFxwが急激に増加した．このときの海岸堤防から構造物にかけての流動場と構造物沖側面での圧Fxw が急激に増加した．このときの海岸堤防から構造物にかけての流動場と構造物沖側面での圧力力Fxw
変 が急激に増加した．このときの海岸堤防から構造物にかけての流動場と構造物沖側面での圧力
動pの 分 布 を 図 8 に 示 す． 同 図 よ り， 流 動 場 はCase_ 90s_ 5（同 図(b)）と 盛 土 未 設 置 時 のxw
変動 p の分布を図-8 に示す．同図より，流動場は Case_90s_5（同図(b)）と盛土未設置時の Case_90s_2
Case_90s_2（同図(a)）で若干異なっているものの，構造物沖側面での圧力変動pの分布は両者でほぼ変動 p の分布を図-8に示す．同図より，流動場は Case_90s_5（同図(b)）と盛土未設置時の Case_90s_2（同図(a)）で若干異なっているものの，構造物沖側面での圧力変動 p の分布は両者でほぼ一致して一致していることが分かる．そのため，図5(b)に示すように，Case_90s_5のF
xwが盛土未設置時の（同図(a)）で若干異なっているものの，構造物沖側面での圧力変動 p の分布は両者でほぼ一致していることが分かる．そのため，図 5(b)に示すように，Case_90s_5 の Fxw が盛土未設置時の Case_90s_2
Case_90s_2と同程度
ま で 増 加図
し5(b)に示すように，た と 考 え ら れ る．
特 に，t = の33.3～
33.6，34.2～ 34.4 sで は，いることが分かる．
そのため，
Case_90s_5
Fxw
xw が盛土未設置時の Case_90s_2と同程度まで増加したと考えられる．特に，t = 33.3～33.6，34.2～34.4 s では，Case_90s_5 の Fxwと同程度まで増加したと考えられる．特に，t= 33.3～33.6，34.2～34.4
s では，Case_90s_5 の Fxw
Case_90s_5のF
xwはCase_90s_2を上回っており，盛土があることでFxwが却って大きくなる現象も
xw
は Case_90s_2 を上回っており，盛土があることで Fxw が却って大きくなる現象も確認できる．
確認できる．
は Case_90s_2 を上回っており，盛土があることで Fxw
xw が却って大きくなる現象も確認できる．
最後に，ケース名の末尾が 2，3，5，6 のケース（表 1 参照）に着目し，浮遊砂によって流体の最後に，ケース名の末尾が 2，3，5，6 のケース（表1 参照）に着目し，浮遊砂によって流体の最後に，ケース名の末尾が2，3，5，6のケース（表1参照）に着目し，浮遊砂によって流体の見か
見かけの密度が増加する効果の影響を検討する．図 5 より，周期 T と盛土の有無が同条件のとき，けの密度が増加する効果の影響を検討する．図5より，周期Tと盛土の有無が同条件のとき，浮遊見かけの密度が増加する効果の影響を検討する．図 5 より，周期 T と盛土の有無が同条件のとき，浮遊砂の考慮の有無は Fxw の立ち上がり時刻にはほとんど影響を与えていないことが分かる．その浮遊砂の考慮の有無は
Fxw
xw の立ち上がり時刻にはほとんど影響を与えていないことが分かる．その砂の考慮の有無はF
xwの立ち上がり時刻にはほとんど影響を与えていないことが分かる．その一方一方で，Fxw の大きさは浮遊砂を考慮するか否かの影響を受け，浮遊砂を考慮した場合の Fxw の方
xw
一方で，F
Fxw
で，F
xwの大きさは浮遊砂を考慮するか否かの影響を受け，浮遊砂を考慮した場合のFxwの方が考慮xw の大きさは浮遊砂を考慮するか否かの影響を受け，浮遊砂を考慮した場合のxw の方が考慮しなかった場合と比べて若干大きい傾向がある．図示しないが，構造物沖側面での水位は浮が考慮しなかった場合と比べて若干大きい傾向がある．図示しないが，構造物沖側面での水位は浮しなかった場合と比べて若干大きい傾向がある．図示しないが，構造物沖側面での水位は浮遊砂の遊砂の考慮の有無で顕著な差はないことを確認しており，浮遊砂を含んだことで流体の見かけの密遊砂の考慮の有無で顕著な差はないことを確認しており，浮遊砂を含んだことで流体の見かけの密考慮の有無で顕著な差はないことを確認しており，浮遊砂を含んだことで流体の見かけの密度が増度が増加し，その影響で Fxw が大きくなったと考えられる．
度が増加し，その影響で
Fxw
xw が大きくなったと考えられる．
加し，その影響でF
xwが大きくなったと考えられる．
3.4 通過波による津波力の評価
3.4
3.4 通過波による津波力の評価
通過波による津波力の評価
廉ら[17]は，構造物に衝突した水塊が時間 dt ですべての運動量を失うと仮定して，津波力の最大
廉ら[17]は，構造物に衝突した水塊が時間 dt ですべての運動量を失うと仮定して，津波力の最大
廉ら[17]は，構造物に衝突した水塊が時間dtですべての運動量を失うと仮定して，津波力の最大値 FDmaxmax
を次式のように定式化している．
値 FmaxDDmax を次式のように定式化している．
値FD を次式のように定式化している．
1
2
ˆ
(5)
FDmaxmax C
DB u max
2 1 CDD ˆ B u 22max
(5)
FDD 
⑸
max
max
2
ここで，と u は構造物未設置時における構造物設置位置での通過波の水位と流速，CD は抗力係数，
ここで，と u は構造物未設置時における構造物設置位置での通過波の水位と流速，CDD は抗力係数，
D は抗力係̂ここで，ηとuは構造物未設置時における構造物設置位置での通過波の水位と流速，Cは流体の見かけの密度，B は構造物の幅である．この式は FEMA [3]のガイドラインにも示され̂ は流体の見かけの密度，B は構造物の幅である．この式は FEMA [3]のガイドラインにも示され
数，ρ̂は流体の見かけの密度，Bは構造物の幅である．この式はFEMA[3]のガイドラインにも示さている．本研究では，式(5)に基づいて，津波力
FD の時間変化を次式により推定した．
ている．本研究では，式(5)に基づいて，津波力 FDD の時間変化を次式により推定した．
れている．本研究では，式(5)に基づいて，津波力FDの時間変化を次式により推定した．
1
2(6)FD  C
1D ˆ u 22B
ˆ
2 CDD  u  B
(6)
FDD 
⑹
2

 
 

8

8

－ 8 －

(a)

(b)
図 9
津波力
F
とその推定値F
60 s，(b)T =T
T =T
xwxwとその推定値F Dの比較：(a)D の比較：(a)図 9 津波力F
60= s，(b)90= s90 s

本研究では，構造物未設置時の3次元計算を別途行い，求められた構造物沖側面の位置x = 4.0 mで
本研究では，構造物未設置時の 3 次元計算を別途行い，求められた構造物沖側面の位置 x = 4.0 mの通過波の水位をηに，断面平均流速をuに代入した．また，ρ̂は式⑶により求めた．
での通過波の水位をに，断面平均流速を u に代入した．また， ̂ は式(3)により求めた．
前節で示したFxwと式⑹により求めた推定値FDの比較を図9に示す．ここで，CDは試行錯誤により前節で示した Fxw と式(6)により求めた推定値 FD の比較を図 9 に示す．ここで，CD は試行錯誤に
正角柱に対する値2.0より若干大きいCD = 2.2とした．図9より，一部のケースでは，推定値FDとFxw
より正角柱に対する値 2.0 より若干大きい CD = 2.2 とした．図 9 より，一部のケースでは，推定値に若干の差異が認められるものの，盛土が途中で流失するCase_90s_5のケースを含めて，FDはFxw
FD と Fxw に若干の差異が認められるものの，盛土が途中で流失する Case_90s_5 のケースを含めて，の大きさとその変動をおおよそ捉えられていることが分かる．したがって，盛土の有無や漂砂計算
FD は Fxw の大きさとその変動をおおよそ捉えられていることが分かる．したがって，盛土の有無やの有無によらず，構造物未設置時の水位η，断面平均流速u，断面平均浮遊砂濃度Cの時間変化が漂砂計算の有無によらず，構造物未設置時の水位，断面平均流速 u，断面平均浮遊砂濃度 C の時与えられれば，式⑹を使うことでFxwの時間変化を概ね推定できることが明らかとなった．
間変化が与えられれば，式(6)を使うことで Fxw の時間変化を概ね推定できることが明らかとなった．
4．おわりに4. おわりに本研究では，海岸堤防と背後盛土が一体となった粘り強い構造の海岸保全施設とその背後に立地
本研究では，海岸堤防と背後盛土が一体となった粘り強い構造の海岸保全施設とその背後に立地した住宅を模した構造物を一体とした津波解析を行い，背後盛土の侵食進展時における構造物へのした住宅を模した構造物を一体とした津波解析を行い，背後盛土の侵食進展時における構造物への作用津波力の特性を考究した．その結果，得られた主要な結論を以下にまとめる．
作用津波力の特性を考究した．その結果，得られた主要な結論を以下にまとめる．
1．背後盛土の天端高の低下が小さい条件では，盛土の侵食を考慮した場合の方が，盛土の侵食
1. 背後盛土の天端高の低下が小さい条件では，盛土の侵食を考慮した場合の方が，盛土の侵食を考慮しなかった場合よりも，津波力が小さくなることを確認した．
を考慮しなかった場合よりも，津波力が小さくなることを確認した．
2．背後盛土の天端高の低下が大きい条件では，盛土の侵食を考慮した場合の津波力の方が，盛2. 背後盛土の天端高の低下が大きい条件では，盛土の侵食を考慮した場合の津波力の方が，盛土の侵食を考慮しなかった場合よりも大きくなること，さらに瞬間的には盛土未設置時より土の侵食を考慮しなかった場合よりも大きくなること，さらに瞬間的には盛土未設置時よりも大きくなることが判明した．以上より，津波力の評価を行う際に盛土の流失を考慮した検も大きくなることが判明した．以上より，津波力の評価を行う際に盛土の流失を考慮した検討を行うことの重要性が示された．また，その際に，巻き上がった浮遊砂による流体の見か討を行うことの重要性が示された．また，その際に，巻き上がった浮遊砂による流体の見か
けの密度の増加を考慮することの重要性も明らかにした．
けの密度の増加を考慮することの重要性も明らかにした．
後盛土の有無や漂砂計算の有無によらず，運動量保存則と抗力に基づく推定式により津波
3.3．背背後盛土の有無や漂砂計算の有無によらず，運動量保存則と抗力に基づく推定式により津波
力の時間変化が概ね予測できることが判明した．
力の時間変化が概ね予測できることが判明した．


参考文献
参考文献
国土交通省国土技術政策総合研究所河川研究部海岸研究室：津波越流に対する海岸堤防の[1]［1］
国土交通省国土技術政策総合研究所河川研究部海岸研究室：津波越流に対する海岸堤防の粘り
粘り強い構造の要点，国総研資料，No.
p.，2018．
強い構造の要点，国総研資料，No.
1035，631035，63
p.，2018．
国土交通省国土技術政策総合研究所建築研究部基準認証システム研究室：津波避難ビル等[2]［2]
国土交通省国土技術政策総合研究所建築研究部基準認証システム研究室：津波避難ビル等の構の構造上の要件の解説，国総研資料，No.
673，2012．
造上の要件の解説，国総研資料，No.
673，2012．
［3］ F ederal Emergency Management Agency (FEMA): Guidelines for Design of Structures for

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Vertical Evacuation from Tsunamis, Second Edition, FEMA P646, 174 p., 2012.
［4］ American Society of Civil Engineers (ASCE): Minimum Design Loads and AssociatedCriteria for Buildings and Other Structures, ASCE/SEI 7-16, 800 p., 2017.
［5］ 犬 飼一博，栗山康弘，佐藤愼司，加藤史訓，水谷法美，原田賢治，神保正暢，岩佐隆広，
福田晃正：駿河海岸における津波越流に対して粘り強い堤防構造に関する実験的研究，土木学会論文集B2（海岸工学），Vol. 73，No. 2，pp. I_1057-I_1062，2017．
［6］ 犬飼一博，栗山康弘，水谷法美，中村友昭，牛木賢司，神保正暢：津波越流時の海岸堤防の粘り強さ評価における数値解析の適用性，土木学会論文集B2（海岸工学），Vol. 73，No.
2，pp. I_649-I_654，2017．
［7］ 静 岡県河川砂防局：静岡モデルの推進（オンライン），
http://www.pref.shizuoka.jp/kensetsu/ke-320/measures/shizuokamodel.html，
参照2020-02-26．
［8］ 中村友昭，鈴木愛美，趙容桓，水谷法美：浮遊砂による流体の粘度の変化と一様流および津波による流動場に与える影響に関する研究，土木学会論文集B3（海洋開発），Vol. 72，
No. 2，pp. I_163-I_168，2016．
［9］ 中 村友昭，中井祐斗，趙容桓，水谷法美：陸上構造物に作用する津波力に与える浮遊砂の影
響に関する研究，土木学会論文集B3（海洋開発），Vol. 74，No. 2，pp. I_210-I_215，2018．
［10］ 中村友昭，趙容桓，水谷法美：不飽和地盤へ適用可能なVOF法に基づく数値計算モデルの開発と不飽和地盤の浸透・侵食現象への適用，土木学会論文集B3（海洋開発），Vol. 75，
No. 2，pp. I_229-I_234，2019．
［11］ 中村友昭，水谷法美：津波の越流による海岸堤防裏法尻の洗掘に関する大規模実験の数
値シミュレーション，ながれ，日本流体力学会，第35巻，第5号，pp. 379-390，2016．
［12］ 国 土交通省中部地方整備局静岡河川事務所：第2回駿河海岸保全検討委員会 資料-2（オンライン），http://www.cbr.mlit.go.jp/shizukawa/03_kaigan/07_iinkai/hozen/index.html，
参照2020-2-26．
［13］ 中村友昭，水谷法美：底質表層の間隙水圧を考慮した漂砂モデルの提案と津波による局所洗掘現象への適用に関する研究，土木学会論文集B2（海岸工学），Vol. 68，No. 2，pp.
I_216-I_220，2012．
［14］ 杉井俊夫，山田公夫，奥村恭：高飽和時における砂の不飽和透水係数に関する考察，平成13年度土木学会中部支部研究発表会講演概要集，III-6，pp. 267-268，2002．
［15］ 国 土交通省中部地方整備局静岡河川事務所：第1回駿河海岸保全検討委員会 資料-3（オンライン），http://www.cbr.mlit.go.jp/shizukawa/03_kaigan/07_iinkai/hozen/index.html，
参照2020-2-26．
［16］ 池 谷毅，岩田善裕，奥田泰雄，喜々津仁密，石原晃彦，長谷川巌，橋本純，小畠大典：
水理模型実験における陸上構造物に作用する津波力に及ぼす実験水路幅の影響，土木学
会論文集B2（海岸工学），Vol. 73，No. 2，pp. I_901-I_906，2017．
［17］ 廉慶善，水谷法美，白石和睦，宇佐美敦浩，宮島正悟，富田孝史：陸上遡上津波によるコンテナの漂流挙動と漂流衝突力に関する研究，海岸工学論文集，第 54巻，pp. 851855，2007．

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