砂防学会誌，Vol．
６
６，No．
５，p．
１
３−２
２，２
０
１
４

論 文

木津川流域の土砂生産ポテンシャルの推定
Estimation of sediment production potential in the Kizu River Watershed

堤

大 三＊１

Daizo TSUTSUMI

角

哲 也

＊２

藤 田 正 治＊１

竹 門 康 弘＊２

Masaharu FUJITA

Yasuhiro TAKEMON

泉 山 寛 明Tetsuya SUMI

＊３

Hiroaki IZUMIYAMA

Abstract
Index of freeze and thaw intensity was calculated by a thermal conductivity analysis using meteorological andtopological input data for the Kizu River basin. In the analysis, all the detectable bare slopes were extracted by aerial
photographs and the topological factors such as area, altitude, gradient and direction of each bare slope were obtainedby GIS technique. Annual sediment inputs to five dam reservoirs constructed on tributaries of the Kizu rivers were
calculated from change of topography in the reservoirs. Correlation between the index of freeze and thaw intensity andthe annual sediment inputs were analyzed and the clear correlation indicates the availability of the freeze and thaw
index estimating the sediment production and discharge. The sediment production and discharge from the total
watershed area of the Kizu river was estimated to be 14,800 m3/year by the correlation, it seems to be overestimatedcomparing to the value by a past research. The method estimating the sediment production from a total river watershed
can be improved by a higher accuracy method of bare slopes extraction and including a distinction of geology in theestimation.
Key words：sediment production, the Kizu River, freeze and thawの土砂生産量の推定に用いることは比較的容易で有効な

１．はじめに手段になりうる。これまで著者らは，花崗岩を基盤にも流域における土砂災害や洪水災害の防止，あるいは河つ滋賀県田上山地を対象に現地観測を行い，地表面温度

川環境保全のための河床地形の評価基準の策定などを含を入力値とした熱伝導解手法により岩盤の凍結融解をシめて，流域全体における総合的な土砂管理の必要性が高

ミュレートし，土砂生産量の推定を行った（堤ら，２
０
０
７）
。

まっている。土砂の流下挙動を解析するためには，上流

また，熱伝導解析の入力値に地表面温度ではなく，気温域山地部で生産され，河道に流入する土砂量を入力する

・風速・日射といった一般気象要素を用いる解析手法を必要があり，その精度が下流の土砂挙動推定精度を大き開発し（泉山ら，２００９），地形と組み合わせて解析対象
を流域全体に拡張して土砂生産の検討を行った（堤ら，く左右する。
砂防工学の分野における土砂生産は，一般に斜面崩壊

２
０
０
９）
。これらの研究において，特に風化花崗岩の岩盤や土石流等の比較的大規模な土砂移動を伴う現象に対しが土砂化する際には，凍結深さと凍結融解の繰り返し回て用いられる用語であるが，このような現象は豪雨に起数が大きく寄与している事が明らかとなり（堤ら，２
０
０
７）
，

因し，発生確率が低くかつ局所的な土砂生産現象である。

これら両方を加味した凍結融解強度指数という計算値を

それに対し，凍結融解により風化した岩盤が破壊され新提案した（堤ら，２００
９）。

たに土砂が生産される現象は，流域全体に分布する裸地

三重県・奈良県・京都府に流域が広がる木津川は，こにおいて恒常的に起こり，日本列島において冬期に一般れまで上流からの豊富な土砂供給によって砂河床が形成的に見られる現象である（鈴木・福島，１９８９；藤田ら，

され，多様な河床地形をもつ河川として知られている。

２
０
０
５）
。この種の土砂生産は，対象地域の気候や地質，

最大の支流である名張川には，昭和から平成にかけてい地形に依存する現象で，長期的な視点から，山地斜面か

くつかのダムが建設され運用されている（高山ダム，昭ら河道へ供給される土砂生産のポテンシャルを表してい

和４４年；青蓮寺ダム，昭和４５年；室生ダム，昭和４９ると解釈することができる。豪雨に起因する斜面崩壊や

年；布目ダム，平成４年；比奈知ダム，平成１１年）。現

土石流の発生時刻と場所を予測し，土砂量を特定するこ

在では，これらのダムによって土砂供給が遮断されることは難しいが，流域全体の裸地分布，気候，地形から長とが一因となって土砂量が減少し，かつてほどの河床地

期的な土砂生産ポテンシャルを計算し，それを流域全体

形の多様性も失われてきている。近年では，生態機能の＊１ 正会員 京都大学防災研究所流域災害研究センター Member, Research Center for Fluvial and Coastal Disaster, Disaster Prevention
Research Institute, Kyoto Univ.（tsutsumi.daizo.8 m@kyoto-u.ac.jp） ＊２ 京都大学防災研究所水資源環境研究センター Water Resource
Research Center, Disaster Prevention Research Institute, Kyoto Univ. ＊３ 正会員八千代エンジニヤリング株式会社 Yachiyo Engineering Co.,
Ltd.

―１
３―

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５（３
１
０）January ２０
１
４

面から好適な河川環境を維持するために，貯水ダムに堆積した土砂を下流に還元する手法が検討されており，河川災害防止との両面から，適正な土砂還元量等を決定する必要性も生じている。
上記のような背景のもと，本研究では木津川流域全体を対象として凍結融解による土砂生産ポテンシャルの評価を行い，貯水ダムにおける堆砂実績と比較することで，凍結融解強度指数と土砂生産量との関係を検証し，貯水ダムの無い流域を含めた木津川流域全体からの土砂生産
・流出量の推定を行う。さらに，推定された土砂生産・流出量と既往の研究結果の比較や，土砂生産ポテンシャ
ルと堆砂実績値の相関等から，手法の妥当性や実用可能性について検討する。

２．解析手法対象とする木津川流域の位置とその流域界，各支川を地形図上に示したものが図−１である。木津川は，東の布引山地と南の高見山地から発し伊賀盆地を流れて，南山城村で最大の支流である名張川と合流，さらに西方に流れ，最後は三川合流地点で宇治川・桂川と合流する流域面積が約１，６００km２ の河川である。この木津川流域全体を対象として，解析を実施した。以下に，流域からの裸地抽出，裸地の地形解析，凍結融解解析の手法について説明する。
２．
１ 裸地斜面の抽出
裸地斜面の抽出には，国土交通省近畿地方整備局木津
川上流河川事務所提供およびデジタルアーステクノロジー株式会社製の航空写真を用いた。航空写真データの概要は，画像ファイル形式が tif および bmp，色情報は２４bit，RGB フルカラー，分解能は５０cm／pixel，撮影年月
日は２
０
０
４，２
０
０
６，２
０
０
８年で あ る。図−２に，航 空 写 真

図−１ 木津川流域図と流域界，各支川
Fig．
１ Map of the Kizu River, its watershed and tributaries

において裸地域を抽出する作業の一例を示す。写真判読によって確認できる裸地斜面を選択し，マーキングしていく（図中の白線）。このとき，明らかに耕作地，宅地，
道路といったものは省き，山地において土砂生産現象が発生するであろうとみなされる植生のない部分を裸地として認識し，抽出している。ただし，樹木等の植生に隠れて確認できないほど小さな裸地や，急勾配の崖や河岸などの裸地を航空写真上で認識することは困難であるため，すべての裸地が抽出されているとは言えない。抽出
された裸地斜面の総数は４８２２カ所であった。
２．
２ 裸地の地形要素算出
先に示した航空写真と DEM データから得られる地形情報とを GIS ソフトウェア（ArcMap１０．
１）で重ね合わせ，抽出された裸地の標高，勾配，斜面向きを算出した。

図−２ 航空写真からの裸地斜面の抽出の一例
Fig．
２ Sampling of bare slopes in an aerial photograph

DEM デ ー タ は 北 海 道 地 図 株 式 会 社 か ら 購 入 し た
GISMAP Terrain for ArcGIS で，フォーマットは ASCII

は最小 ０°，最大６２°であった。また，投影面積は最小

ラスター形式，測地系は世界測地系，座標系は平面直角

数 m２，最大１７７，４４５m２ であった。ただし，これ以降の第６系である。

解析では，投影面積１００m２ 以上の裸地斜面のみを対象

裸地斜面は，標高５０‐１
１
７２m の範囲に分布し，勾配とし，小さな裸地は除外した。
―１
４―

堤ら：木津川流域の土砂生産ポテンシャルの推定$

２．
３ 凍結融解強度指数算出% までを検査領
中深くの熱伝導を無視できる深さ ［m］

２．
３．
１ 地盤の一次元熱伝導解析

域とし（図−３），検査領域における熱エネルギーの流出

裸地斜面の岩盤の凍結融解を解析するため，岩盤空隙入を定式化したもので，式の様に表される（近藤，内の水分の凍結を考慮した一次元熱伝導解析を行う。熱

２
０
０
７）
。

伝導解析で用いる基礎式は，陳ら（１９９８）を参考に，&↓−&↑＋↓−↑＝'＋()＋ ………………
ここに，&↓：下向き短波放射（水平面日射量）［W／m ］，&↑：上向き短波放射［W／m ］，↓：下向き長波放射（大気 放 射）［W／m ］，↑：上 向 き 長 波 放 射（地 球 放 射）)：蒸発潜熱［W／m ］，：［W／m ］，'：顕熱［W／m ］，(

      ………………
  


２

２

  ………………………………………
： ：風化基岩の密度［kg／m ］，と表される。ここに，
風化基岩の比熱［J／kg／K］， ：風化基岩温度［℃］，：：水
時間［sec］，  ：風化基岩の熱伝導率［W／m／K］，の密度［kg／m ］，：氷の密度［kg／m ］，：水の凍結潜熱［J／kg］，：含氷率［−］，：含水率［−］, ：深さ［m］，
：初期含水率［−］である。式 は，深度方向の熱伝導のみを対象とした一次元熱伝導方程式，式は含水率
と含氷率 の質量保存則である。式は，水の量  にと氷の量 の和が，常に初期に与えた水の量 ３３３等しいことを示す。



含氷率 ＝０，つまり凍結が発生しないときには，未

知数は風化基岩温度  のみであり，式

２

２

２

２

２

地中伝導熱［W／m ］である。

&

水平面日射量 ↓は，太陽から供給される熱エネルギ
ーであり，太陽から直接入射する成分（直達日射量）と，
大気で散乱した後に入射する成分（散乱日射量）の和の&&鉛直方向成分である。上向き短波放射 ↑は， ↓の一部が地中へ入らずに地表面で反射された成分で，反射日&

射量とも呼ばれる。 ↓に対する上向き短波放射の割合*として定義される地表面のアルベドを ［−］
とすると，

&↑は，
&↑＝*+&↓ …………………………………………
と表される（近藤，２
０
０
７）
。

で間隙水の凍結潜熱の項（右辺第２項）を除いたものを解けば，風化

大気放射 ↓は，大気中の水蒸気，二酸化炭素，オゾ

基岩温度  の時系列変化が得られる。しかし，含氷率

ンなどの気体が放出する赤外放射である。上向き長波放

射↑は，地表面から放出される赤外放射である。
↓，↑はステファン・ボルツマンの法則より以下のように

＞０となって凍結が発生する場合には，風化基岩温度
 ，含水率 ，含氷率 の３つが未知数となり，風化
基岩温度  の時系列変化を得るためには式 ，の他にもう１つ式が必要となる。含氷率 を，初期含水率
と風化基岩温度  の関数として表した以下の関数を表される（近藤，２０００；近藤，２００７）。

↓＝,+-./ …………………………………………

用いる。

０．２９の場合；


  
 
……………………………………………………（３a）＞０．２９の場合；
 !
"#  
    

↑＝-/ ……………………………………………
ここに，,：気温，水蒸気量，雲の種類や雲量から決まる係数［−］，-：ステファン・ボルツマン定数（＝５．
６７×１
０ W／m ／K ），.：気温［℃］，：地表面温度［℃］
−８

２

４

である。

……………………………………………………（３b）は，Jame and Norum（１９８０）が土を対象として実験から求めた  と の関係を参考にし，初期含水率の式影響も考慮した温度と含氷率（逆に言えば液体として存在可能な間隙水の率）の関係を表している。
２．
３．
２ 地表面を境界とした熱収支
地表面を境界とした岩盤と大気層との間の熱収支と熱図−３ 地表面を境界とした地盤内部と大気層間の熱収支を
表す概念図
Fig．
３ Schematic drawing of heat exchange between bedrock
and atmosphere

伝導解析モデルを組み合わせて，岩盤内温度を計算する
方法について説明する。まず，地表面を境界とした熱収支の概要を述べる。地表面を境界とした熱収支式は，地―１５―砂防学会誌 Vol．
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６ No．
５（３
１
０）January ２０１
４' は，空気の乱流によって運ばれる熱エネルギ

算により，両辺が等しくなるような地表面温度 を見ーであり，気温よりも地表面温度が高ければ上向きに，つけることで，風化基岩温度の深度分布を求めることが逆に地表面温度が低ければ大気から地中へ熱エネルギー) は，地中の液体水が蒸発すが輸送される。蒸発潜熱 (できる。ここで， は雲の位置と大気中の水蒸気量に依るときに発生する熱エネルギーであり，上向きを正とすな値を決定することは一般に困難である。本研究では，る。 ，簡単のため，計算期間で は一定値と仮定することとし，

藤，２
０
０
７）
。

地表面温度の計算値と観測値の誤差が最小となる を採

顕熱



,

存する変数であるが，雲の位置の観測例は少なく，正確,' () はバルク式より以下のように表される（近'.01'2.………………………………

用した。
斜面に対する日射量は，斜面の傾斜や向き，緯度経度，()(1'234.3…………………………………
.0は空気の体積熱容量（１気圧，２０℃ で１．
２
１
ここに，
×１
０J／K／m ），1' はバルク係数［−］，2 は風速［m／s］，(は水の気化潜熱［J／kg］，は空気の密 度［kg／m ］，
34.は飽和比湿［−］，3は比湿［−］である。ただし，凍３,

季節や時刻に依存して変化するため，それぞれの裸地斜面に対して個別の計算が必要となる。斜面日射量を求めるための方法に関して，本稿では詳しい説明を省略する

３

ので既往の文献を参照願う（田中ら１９９９；泉山ら，２
０
０
９）
。

３

熱伝導解析モデルと地表面の熱収支式を結合した解析における数値解析の手順を以下に示す。



 

結融解が発生するような低温環境下では，飽和水蒸気圧

１）時刻 ＝０において，初期条件  ， ， の深度分が小さく，地表面からの蒸発量は少ないと考えられるこ  7において，水平面日射量 &↓を斜面
日射量 &8↓に変換。
３）はじめ，地表面温度 が気温 . に等しいと仮定。
.，風速 2 ，日射量 &8↓を用いて式の右辺を計算し，結果を 9 と置く。
４）を入力値として熱伝導解析を行い， および
を求める。
５）時刻 ＝での  ，，および時刻 ＝＋7での ，の暫定値から式の左辺を計算し，結果を と置く。
9:が許容値 ;以内になるま
６）9 と  の誤差 :で の値を変化させて３）から５）までの計算を繰り返す。ここで ;＝１．
０W／m とした（9， のとから，蒸発潜熱
地中伝導熱

布を与える。

() を無視する。

２）時刻 ＝ ＋

 は，風化基岩温度の変化に費やされる

熱エネルギーであり，正の値であれば風化基岩温度が上昇，負の値であれば風化基岩温度が低下することになる。
２．
３．
３ 地盤の一次元熱伝導と地表面を境界とした熱収
支との結合地盤の一次元熱伝導（２．
３．
１節）と地表面における熱収支とを結合し，一般的な気象データから風化基岩温度を推定する手法を考える。まず，地盤の温度変化に関わ であるから，地中伝導熱  を一() を無視し，式に式から を代入して地中伝導熱  につるのは地中伝導熱

般的な気象データの関数として表す。蒸発潜熱

２

いて整理すると，

*&↓ ,-./-/.01'2.…
となる。
一方，地中伝導熱

絶対値に比較して十分小さい）。誤差が許容範囲内

 

定値とし，次の時刻へ進む。

 は，風化基岩温度の深度分布の変化と，水の凍結による潜熱の発生量から式７） ＝ <.=となれば解析を終了する。
２．
３．
４ 凍結融解強度指数の定義と算出方法

を変形する形で次式のようにも表される（図‐３参照）。

前節までに示した方法によって，地盤内部の温度分布

5$% 65$% 6 ……………

の時間変化を求めることができた。その結果，時間の経，するかという挙動を知ることができる。このような凍結過とともに気温や日射量等の気象条件が変化し，それと を消去して5$% 65$% 6




/
*&↓ ,-.-/.01'2.……
となる。式の左辺は，地表面温度 が与えられれば，これを境界条件として式 ‐を解くことで求めることができる。式の右辺も，地表面温度 が与えられ，,が決定できれば，一般的な気象データである水平面日
射量 &↓，気温 .，風速 2 より求めることができる。
地表面温度 が両辺に含まれているため，繰り返し計式

  7で の 決に収まると，その  ， を 時 刻 ＝ ＋より地中伝導熱―１６―

共に地盤内部にどのように凍結が進行し，さらには融解層の進行・衰退の時間変化の繰り返しが，地盤の凍結融解に他ならない。第１章で既に述べたように，本研究では，凍結融解の効果によって裸地斜面の基岩表面が破壊
され土砂が生産されるプロセスを，地盤内の凍結面の到達深さと凍結融解の繰り返し回数の両者を加味した指標，
凍結融解強度指数で表すこととする。ここでは，凍結融解強度指数の定義とその算出方法について説明する。
凍結融解強度指数の定義（算出方法）を表す模式図を図−４に示す。図−４a は熱伝導解析から求まった地盤
内の温度分布を表す。この分布の時間変化から地盤内の堤ら：木津川流域の土砂生産ポテンシャルの推定

凍結層の変化を求めることができ，凍結温度を水の融点の裸地斜面の標高は異なるので，１００m 上昇するごとにである ０℃ とした場合，地盤がその温度になっている

０．
６
５℃ 減少するとして，標高補正を施している。風速

深さ［m］
を時間とともにプロットした図は，凍結面進行2 および水平面日射量 &↓については，木津川流域内

曲線と呼ばれる。凍結面進行曲線は，図−４b に示されの各裸地と奈良市気象台とで当然異なるが，補正はせずるような凍結層深さ方向に成長しては，衰退・消滅するにそのまま用いた。計算期間における気温 .，風速

ような繰り返しの曲線群となって表される。図−４b の

水平面日射量 ↓の実測値を図−５に示す。



凍結面進行曲線の任意の深さに直線を引いたとき，その

計算対象は

2，

&
$%＝１４．７m の基岩を想定し，一次元有限直線と凍結面進行曲線の交わりの個数が，凍結と融解回要素法により行った。凍結融解が起こる頻度の高い地表数の和となり，その１／２が凍結融解回数となる。そのよ

では分割間隔を小さくし，凍結融解が起こる頻度の低い

うに求まる凍結融解回数を深さ方向にプロットしたもの

深部では分割間隔を大きくとっている。

が，凍結融解の深さ方向の分布として図−４c に表され基岩カラム下端の境界条件として温度 > は１５．
４℃る。図−４c の曲線と縦軸との交点は，期間中最大の凍で一定とした。これは，計算に用いた気温年間平均値で結層到達深さを表し，横軸との交点は，地表面におけるある。初期条件として，地盤温度  は深さ方向に一律

?は０．４８，
は０．４とし，初期条件として深さ方向に一律

凍結融解回数を表している。曲線と縦軸・横軸に囲まれに１５．
４℃ とした。また，風化基岩の間隙率た面積［m］
を凍結融解強度指数と定義し，深さ方向に積含水率分することで算出する。図−４c から明らかなように，に与えた。また，風化基岩カラムの上端および下端でも，凍結融解強度指数は，凍結層が到達した深さと凍結融解

間隙率の繰り返し回数の両者を反映した指標となる。

れらの値は，既往の研究において観測を行った滋賀県田２．
４ ダムへの流入土砂量の算出

上山地の裸地斜面のごく表層部分の実測値を参考として

国土交通省近畿地方整備局木津川上流河川事務所から?と含水率 はそれぞれ０．４８，０．４とした。こ用いている。

提供された高山ダム，比奈知ダム，青蓮寺ダム，布目ダ

計算に用いたパラメータを表−１に示す。基岩の固相

ム，室生ダムのそれぞれの堆砂データを用い，過去１
０

部分の熱伝導率 0@［W／m／K］
は，日本熱物性学会（２
０
０
０）
A

年の堆砂量変化から，ダムへの年平均土砂流入量の値を求めた。ここで高山ダム，比奈知ダム，青蓮寺ダム，布0@［J／kg／K］
Aは，田上山地裸地斜面で観測した基岩温度

目ダムは H１
３−２３年のもの，室生ダムのみ H１
０−２
０年

変化を最もよく再現できる値として求めた９２
１J／kg／Kのものを計算に使用した。堆砂量から土砂流入量を算出

を 採 用 し た（堤 ら，２００７）。基 岩 全 体 の 熱 伝 導 率

記載の花崗岩についての平均値３．
０W／m／K を，比熱する際，堆砂層の空隙率を一律に０．
４と仮定して，土砂量を求めた。

３．解析条件
計算対象地は，木津川流域の裸地斜面を想定した。計
算期間は２
０
１
０年７月１日〜２
０
１
１年７月１日までの１年間とした。計算に用いた気象データは，木津川流域に最も近い奈良市気象台（標高１０４．
４m，東経１
３
５．
８
３°
，北



緯３
４．
６
９°
）で観測された気温 .，風速&

2 ，水平面日射量 ↓を用いた。データの時間間隔は１．
０hr である。ただし，奈良市の気象台の標高（１０４．
４m）と布目川流域

図−４ 凍結融解強度指数を表わす概念図（a：地盤温度分布，
b：凍結進行曲線，c：凍結融解回数プロファイル）
Fig．
４ Schematic drawing showing definition of freeze-thaw
index（a : bedrock temperature profile, b : freezing zone
variation curve, c : freeze-thaw repetition profile）―１
７―

図−５ 地盤の熱伝導解析に用いた入力値（a：気温，b：風
速，c：日射量）
Fig．
５ Input data for thermal conductivity analysis in bedrock（a : air temperature, b : wind speed, c : solar radiation）

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

［W／m／K］および比熱 ［J／kg／K］は，基岩の固相部分，のダム流域を差し引いて検討する。裸地は，白色の領域

間隙水，間隙氷，空気の存在割合を，それぞれの熱伝導   （小さな点）で示されている。この図に示されるとおり，率（ 0@A， ， %， .0）およ び 比 熱（ 0@A， ， %， .0）

小規模な裸地が流域全体の広範囲に分布している。裸地に乗じ，これらを足し合わせたものとした。なお，地表*は，田上山地の裸地斜面における観測.0は１気結 果 よ り０．
１
４と し た。空 気 の 体 積 熱 容 量 圧，２０℃ での値１２
１０J／K／m とし，バルク係数 1' にはの分布域に大きな偏りや明確な分布傾向は見られないが，面のアルベド支流域ごとに裸地の分布に多少の差異が見られる。

３

一部航空写真が入手できなかったため，裸地の抽出を行

平坦裸地での値０．
００１５を与えることとした。計算の時っていない。そこで，この領域の凍結融解強度指数の算

間間隔出は行わず，土砂量の推定には，隣接する領域（大河原

木津川流域の下流部（布目川の合流点より下流）では，

7は，7＝１２００s だが，計算の収束性に対応し堰堤から布目川合流点までの流域，灰色領域）におけるて可変としている。

凍結融解強度指数を代用することとする。

凍結融解の解析対象となる裸地は総数４
８
２
２カ所であ
り，そのすべてに対して個別に解析を行うことは，計算

GIS 解析から求めた各流域の流域面積を図−７に，裸負荷が大きく，現実的ではない。そこで本研究では，裸地面積を図−８に，裸地面積率を図−９にそれぞれ示す。

地の標高，傾斜角，斜面向きの分布を考慮し，標高は０

図−７に示されるとおり，各ダム流域の面積は数１
０km２

−１，
２
０
０m の範囲を２００m 間隔，傾斜角は０−６
０°の範

から数１
０
０km２ と大きく異なる。また，図−８に示され囲を１０°間隔，斜面向きは０−３６０°の範囲を４５°間隔でるように，裸地面積の総和は各ダム流域で１km２ 以下で区切り，すべての組み合わせについて解析を行った。そある。大河原堰堤流域は布目ダム流域以外のダム流域をの結果から得られた凍結融解強度指数を用いて，各裸地全て含んだものであるが，全体で４．
８km２ の裸地が存在の標高・傾斜角・斜面向きで内挿して凍結融解強度指数している。図−９に示すとおり，
裸地面積率は，
比奈知ダ

を求めた。

ム，
青蓮寺ダム，室生ダムは同等の値で，大河原堰堤や高山ダム流域の値とも同程度である。しかし，布目ダムで４．結果と考察

は，他の流域の約２倍の値を示し，流域の規模の割には存

航空写真から抽出した裸地の分布を図−６に示す。こ在する裸地の面積が大きい流域である事が示されている。

の図において，支流域を色分けして表示しており，それ上述の裸地分布をもとに，流域における凍結融解強度

ムの土砂流入量を検討するにあたり，室生・比奈知・青BC@.［(m ／y］とし，
DBC@.( E>.0%4(@F%BG ………………………………
@.(を比較する。こによって算出し，支流域ごとの BC
こで，BG：各裸地における年間の凍結融解強度指数の値［m／y］，E>.0%4(@F%：裸 地 面 積［m ］で あ る。第２．
３節 に示した解析手法によって算出した B
G を，式に代入し@.(て算出した各流域の年間の総凍結融解強度指数 BC

蓮寺ダム流域を含まない方が処理しやすいため，それらの値を図−１０に示す。流域によって数１，０００m３／y から指数の積算値を総凍結融解強度指数

ぞれ大河原堰堤流域（名張川流域も含む，右上の黒色領域），高山ダム流域（名張川流域，中央部の淡灰色領域），
布目ダム流域（左側の濃灰色領域），高山ダム流域内の
室生ダム流域（下部の濃灰色領域），青蓮寺ダム領域（下部の黒色領域），比奈知ダム流域（下部の灰色領域）で３２ある。この後の解析では，大河原堰堤流域には名張川流域も含めて検討するが，高山ダム流域に関しては，各ダ

５
０，
０
０
０m３／y と大きく異なることがわかる。ただし，図表−１ 計算に用いたパラメータ
Table１ Parameters used in the numerical calculation
Parameter

Value

0@A

%
.0
0@A

%
.0

３．
０ J／m／K／s
０．
５
８
２ J／m／K／s
２．
２
５
５ J／m／K／s
０．
０２
４ J／m／K／s

 ９２１．０ J／kg／K
 ４１８６．０ J／kg／K
 ２０９３．０ J／kg／K
 １００６．０ J／kg／K? ０．４８０．
４* ０．１４.0 １２１０ J／K／m
1' ０．００１５３

図−６ 木津川流域において抽出された裸地分布
Fig．
６ Distribution of bare slopes in the Kizu river watershed.

―１８―

堤ら：木津川流域の土砂生産ポテンシャルの推定BC@.(／E の値は，ダム流域ごとに大−７と見比べると，およそ流域面積の大小に比例していいる。その結果，

ることがわかる。一般に，同程度の裸地面積率であれば，きく異なり，それぞれの流域の裸地や凍結融解の影響等，面積が大きい流域ほどその中に含まれる裸地面積の総和

流域固有の特性をよく反映した値となっていると考えらも大きくなり，結果として総凍結融解強度指数が大きくれる。比奈知ダム，青蓮寺ダム流域では比較的大きな値なるということで説明できる。そこで，流域面積の寄与を示し，室生ダムでは小さな値を示している。

を排除して，各流域固有の凍結融解強度指数を示すため，

次に，堆砂量データが記録されている高山ダム，比奈BC@.(を 流 域 面 積 E で 除 し た 比 凍 結 融 解 強 度 指 数
BC@.(／E［m ／km ／y］を 算 出 し，図−１１に 示 し た。こ知ダム，青蓮寺ダム，布目ダム，室生ダムについて，ダの図では，図−７と１０の間に見られるような関係はな

もやはり，大きな傾向としては流域面積によって土砂量

くなり，流域規模とは無関係な凍結融解強度が示されてが異なり，高山ダムで最も大きな値を示している。それ

３

２

ムへの年平均土砂流入量の値を図−１２に示す。ここで以外の比較的似通った流域面積のダムを比較した場合は，青蓮寺ダムが大きく，次いで比奈知ダム，室生ダム，布目ダムの順であった。凍結融解強度指数と同様，流域面積の影響を排除するために，土砂量を流域面積で除して比土砂流入量［m３／km２／y］
として算出し，図−１３に示した。その結果，高山ダム，室生ダム，布目ダムでは比較的小さな値となり，青蓮寺ダム，比奈知ダムが大きな値を示した。この値は各流域固有の土砂生産・流出特性を表しており，裸地分布や地形の特性が反映されているものと考えられる。
各流域の土砂生産ポテンシャルを代表する値である凍結融解強度指数と土砂生産・流出の実績を表すダムへの図−７ 各流域の流域面積
Fig．
７ Area of each catchments in the Kizu river

土砂流入量との相関を得ることができれば，ダムのない流域における土砂生産・流出量を推定することが可能と

図−８ 各流域の裸地面積
Fig．
８ Bare slope area in each catchment

図−１０ 各流域の総凍結融解強度指数
Fig．
１
０ Total freeze-thaw index for each catchment

図−９ 各流域の裸地面積率
Fig．
９ Bare slope ratio of each catchment

図−１
１ 各流域の比凍結融解強度指数
Fig．
１
１ Specific freeze-thaw index for each catchment

―１
９―

０
１
４
砂防学会誌 Vol．
６
６ No．
５（３
１
０）January ２

図−１２ 各ダム流域の年平均堆砂量
Fig．
１
２ Annual sediment input in each dam catchment

図−１
４ 総凍結融解強度指数とダムへの年平均土砂流入量の相関（１：高山，２：比奈知，３：青蓮寺，４：室生，５：
布目）
Fig．
１
４ Correlation between total freeze-thaw index and annual
sediment input for each dam catchment（１： Takayama ，２： Hinachi ，３： Shourenji ，４；Murou，５：Nunome）

図−１
３ 各ダム流域の年平均比堆砂量
Fig．
１
３ Specific sediment input in each dam catchment

なる。そこで，図−１
４に各ダム流域の総凍結融解強度
指数とダムへの年平均土砂流入量との相関を示す。図のとおり，非常に高い相関関係を示している（相関係数

0

＝０．
９
５）
。しかし，この相関は流域面積に大きく依存す
図−１５ 比凍結融解強度指数と年平均比土砂流入量の相関（１：高山，２：比奈知，３：青蓮寺，４：室生，５：布
目）
Fig．
１
５ Correlation between specific freeze-thaw index andannual specific sediment input for each dam catchment（１： Takayama ，２： Hinachi ，３： Shourenji ，４；Murou，５：Nunome）

るものであり，流域面積が大きければ実際に生産されダムに流入する土砂量は大きく，一方，流域面積の大小に伴って裸地面積も増減するため，その面積に相当する凍結融解強度指数が計算されることになり，この両者に相関が表れるのはある意味では当然の結果といえる。原点から遠い（凍結融解強度指数も土砂量も大きい）プロッ
トは，流域面積の最も大きな高山ダム流域の値であるこきることを示している。

とが，流域面積の影響を明示している。

図−１４，１５に示したとおり，凍結融解強度指数とダ流域面積の影響を排除するため，比凍結融解強度指数

BC@.(／E［）m ／km ／y］と比土砂流入量（&／E［）m ／km ／y］

ムへの土砂流入量との間に高い相関が得られた。しかし，の関係を図−１５に示す。原点から遠い（比凍結融解強に大きく依存し，また裸地面積は流域面積に比例して大度指数も比土砂流入量も共に大きい）２つのプロットはきくなる傾向がある。このため，ダム土砂流入量は，裸それぞれ比奈知ダムと青蓮寺ダムの値であり，流域面積最大の高山ダムのプロットは，要素を考慮しなくても，もともと裸地面積や流域面積か

（

３

２

３

２

総凍結融解強度指数は式からわかるとおり，裸地面積BC@.(／E が２番目に小地面積や流域面積の大小に依存して増減し，凍結融解のさいものであることから，図−１
４に表れているようなら算定することができる可能性がある。このことを検証

流域面積の影響が排除されていることがわかる。それにするため，流域面積 ［km２］，裸地面積 >.0%4(@F［km% ２］とも関わらず，両者は高い相関を有しており（相関係数

ダ ム へ の 土 砂 流 入 ［m３／y］の 関 係，裸 地 面 積 率

0

E
&

E

＝０．
８
０）
，流域面積の影響を排除しても，流域固有の土

E>.0%4(@F%／E［km ／km ］と比土砂流入量 &／E［m ／km ／y］と砂生産・流出特性が，凍結融解強度によって良く代表での関係を，それぞれ図−１６，１７，１８に示す。図−１
６，１
７

２

―２
０―

２

３

２

堤ら：木津川流域の土砂生産ポテンシャルの推定には正の相関が表れており，確かに流域面積や裸地面積

数と年平均土砂流入量の関係の方が，土砂生産・流出のそのものが土砂生産・流出量をある程度決定することが推定に適しているといえるが，図−１５に示した相関は，示されている。しかし，流域面積の大きな高山ダム流域

流域面積の影響を排除して裸地斜面からの土砂生産に焦を省いた同等の流域面積を持つダム流域間には相関が見点を絞っていることから，より一般性を有するものと考られない。さらに，裸地面積率と比土砂流入量との関係えることができる。そこで，本研究では図−１５に示し

では，流域面積の影響も排除されていることから，流域た相関を用いて，木津川流域全体からの土砂生産・流出

面積の大きな高山ダムも含めてすべての流域で全く相関量の推定を行うこととする。この相関を直線によって近が見られない（図−１８）。以上のことを鑑みると，図‐似した式は，&E"!BC@.(E "…………………………

１４，１５に示した凍結融解強度指数（比凍結融解強度指数）とダムへの土砂流入量（比土砂流入量）の高い相関と表される。

関係は，流域における土砂生産・流出量を裸地面積だけ

ここで，式でなく気象や地形要素を考慮した凍結融解強度指数で表を用いて，ダムがなく実際の土砂流入量

すことが有効であることを示している。単純に，相関係が計測不能である流域の土砂生産・流出量の推定を試み数だけを比較すれば，図−１４に示す総凍結融解強度指る。対象とする流域は木津川流域全体であり，大河原堰
堤からの土砂流出量と布目川からの土砂流出量，大河原堰堤下流域（残流域）における土砂流出量の和で求めることができる。大河原堰堤から流下する推定土砂量は，
大河原堰堤流域全体から高山ダムで遮断される土砂量を差し引くことで得られる。同様に，布目川流域からの土
砂流出量は布目川流域全体の推定土砂量から布目ダムで遮断される土砂量を差し引くことで得られる。よって，& は，&（木津川流域）＝&（大
河原堰堤）
＋&
（布目川）
＋&
（残流域）
−&
（高山ダム）−&

木津川流域全体の土砂量（布目ダム）として計算できる。ここで，残流域とは図−６中の布目川の合流点より下流の色の付いていない領域と大河原堰堤から布目川合流点までの流域（濃灰色領域）を合わせた領域であり，この領域の土砂量は大河原
図−１６ 流域面積と各ダムへの年平均土砂流入量の相関（１：高山，２：比奈知，３：青蓮寺，４：室生，５：布目）
Fig．
１
６ Correlation between catchment area and annual
sediment input for each dam catchment（１：Takayama，２：Hinachi，３：Shourenji，４；Murou，５：
Nunome）

堰堤から布目川合流点までの領域の凍結融解強度指数を

図−１
７ 裸地面積と各ダムへの年平均土砂流入量の相関（１：高山，２：比奈知，３：青蓮寺，４：室生，５：布目）
Fig．
１
７ Correlation between total area of bare slope and annual
sediment input for each dam catchment（１： Takayama ，２： Hinachi ，３： Shourenji ，４；Murou，５：Nunome）

図−１
８ 裸地面積率と年平均比 土 砂 流 入 量 の 相 関（１：高山，２：比奈知，３：青蓮寺，４：室生，５：布目）
Fig．
１
８ Correlation between specific area of bare slope andannual specific sediment input for each dam catchment（１： Takayama ，２： Hinachi ，３： Shourenji ，４；Murou，５：Nunome）―２
１―

代用して用いることで推定する。このように計算された土砂量の推定値を表−２に示す。この結果，木津川流域
全体から流出する土砂量の推定値はおよそ１
４．
８万 m３／yとなった。この値は，既往の研究（江頭ら，２
０
０
０）にお

砂防学会誌 Vol．
６
６ No．
５（３
１
０）January ２０１４
表−２ 木津川流域全体からの土砂生産・流出量の推定
Table２ Estimated amount of sediment produced from the Kizu river watershed
回帰式 流域面積 比凍結融解強度指数 比土砂流出量［km２］／ ［m３／km２／y］ ／ ［m３／km２／y］

E

大河原堰堤流域 式（１４）

BC@.(E

&E

土砂流出量
推定値
［m３／y］&C%4<.%6

１，
１
８
８

４
２．
１

２
７
８．
７

３
３
１，
２
４
５

高山ダム流域

式（１
４）

６
３
２

５
３．
３

３
３
６．
４

２
１
２，
５
５
９

布目川流域

式（１
４）

８
９．
７

４
７．
３

３
０
５．
８

２
７，
４
３
８

布目ダム流域

式（１
４）

７
０．
０

６
０．
５

３
７
３．
５

２
６，
１
５
０

残流域

式（１
４）

３
２
１

４．
８

８
６．
６

２
７，
８
０
５

木津川流域

１，
５
９
９

１
４
７，
７
７
８

資する情報提供を進める計画である。

いて河床変動計算から土砂供給量を逆算して推定した
１．
４万 m３／y と比べると明らかに過大評価である。また，

謝 辞

本川上流部に建設が計画されている川上ダムにおいて推定した土砂流入量５．
７万 m３／y と計画値とされている土本研究は国土交通省河川砂防技術研究開発制度による

３

砂流入量約１．
１万 m ／y とを比較した場合も過大評価で「河川環境のための河床地形管理手法に関する技術開発ある。今後，詳細な推定値の検証を行い，手法の高精度

（平成２
２−２
４年度）
」
のもと行われた。また，航空写真や化を進める必要がある。

測量データの入手にあたって，近畿地方整備局ならびに（独）
水資源機構関西支社にご協力いただいた。以上の５．おわりに方々に感謝の意を表する。

本研究では，貯水池の堆砂データが記録されている５ダムを有する木津川流域を対象に，凍結融解強度指数を

引用文献

もとに，土砂生産・流出ポテンシャルを推定し，対応す

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環境工学改訂 2 版，井上書院，p．
69―103
堤大三・藤田正治・伊藤元洋・手島宏之・澤田豊明・小杉賢
一朗・水山高久（2007）：凍結融解による土砂生産に関する基礎的研究−田上山地裸地斜面における現地観測と数値
シミュレーション−，砂防学会誌，Vol．
59，No．
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Vol．
53，p．
649―654（Received 21 June 2013；Accepted 27 November 2013）

る貯水池流域の堆砂量との比較検討を行った。その結果，以下に示すいくつかの知見が得られた。
１）５つのダム流域について，凍結融解強度指数と年平
均土砂流入量との間に高い相関が得られた。
２）流域面積の影響を排除した比凍結融解強度指数と年平均比土砂流入量との間にも高い相関が得られた。
３）流域面積や裸地面積と年平均土砂流入量との間にもある程度の相関が見られるが，流域面積の同程度の４ダム間では，相関が見られない。
４）流域面積の影響を排除した裸地面積率と年平均比土砂流入量との間には，全く相関が見られない。
以上の知見から，裸地斜面からの土砂生産は，どの斜面でも一律に土砂が生産されるのではなく，気温や日射といった気象条件や斜面勾配・向きといった地形条件によって影響を受ける凍結融解強度が大きく影響を及ぼす
要因のひとつであることが示されている。このことから，流域における土砂生産・流出量の推定には，本稿で示した凍結融解強度指数を用いた手法が有効であること考えられる。ただし，この手法による推定値は，既往の研究等で推定された値と比べると過大評価となる傾向がある。
本稿で示した凍結融解強度指数の算出方法には，航空
写真では識別できない崖や急傾斜の裸地をどのように抽出するか，また，異なる地質からの土砂生産ポテンシャ
ルの評価をどのように区別するかという課題が残されている。今後，これらの課題を解決し，実測値や他の推定手法との比較検討を詳細に実施することで，流域全体の土砂生産・流出量推定の精度を高め，流域の土砂管理に―２２―