第４回土砂災害に関するシンポジウム論文集，2008 年 8 月

7・20 水俣市斜面崩壊の数値解析的考察
ANALYTICAL CONSIDERATION ON 7・20 MINAMATA SLOPE FAILURE DISASTER

大塚 悟 1・岩部 司 2・磯部 公一 1・堀越 俊寛 3

Satoru OHTSUKA, Tsukasa IWABE, Koichi ISOBE and Toshihiro HORIKOSHI

1

長岡技術科学大学 環境・建設系（〒940-2188
23

八代工業高等専門学校（〒866-8501

新潟県長岡市上富岡町 1603-1）

熊本県八代市平山新町 2627）

前長岡技術科学大学大学院（現 JR 貨物（株））（〒940-2188

新潟県長岡市上富岡町 1603-1）

Key Words: Slope stability, Seepage property, Saturated-unsaturated seepage analysis, Case study

1．はじめに去る 2003 年 7 月 20 日未明に発生した熊本県水俣市宝川内集地区の土石流災害は，多くの尊い人命と財産を失う災害であった。この土石流は集川上流の右岸斜面で起こった大規模な斜面崩壊が発端となったと言われている。斜面崩壊の原因について，地形や地質的な背景，降水量の記録，現地調査などをもとに，多くの報告事例がある 1)。自然斜面は，非常に複雑な地盤条件や水理条件にあることから，それらを正確に把握することは困難である。
同じような災害を繰り返さない，そして今後の被害軽減に活かすためにも素因情報となる地盤条件，誘因情報となる降雨条件などを様々な観点で検討することが重要である。
豪雨による斜面崩壊は，多くの場合，地盤の飽和化，地下水位の上昇，それらに伴い，地盤のせん断強度が減少して発生する。著者らはこれまでに豪雨時の斜面安定性評価の精度向上を目的に，不飽和・飽和浸透解析と剛塑性有限要素法による斜面安定解析手法を開発し，斜面の飽和度の変化や地下水位の上昇を反映した破壊形態の違いなどを事例解析により検討してきた 2)。
本論文は市販の浸透流解析ソフトウェア「Soil PlusFlow3)」を使用し，浸透流解析結果を「剛塑性有限要素解析 4)」と連成させて不飽和土の力学に則した斜面安定解析を行った。
これらの解析手法の妥当性を確認するために，まず地盤条件が均一である模型斜面の降雨実験結果と比較することで，その適用性を検証する。その後，水俣市
土石流災害の原因となった集川上流右岸の斜面に対して，崩壊に至るまでの斜面内の水理条件と斜面安定性の変化について事例解析し，斜面崩壊の発生メカニズムを検討した。

2．解析手法の妥当性の検証
大野ら 5）は，斜面背面からの浸透水と降雨が作用する人工斜面について，浸潤線・飽和度の上昇によるサクションの変化が斜面の安定性に及ぼす影響を調べるために大型模型土槽による降雨時斜面崩壊試験を実施している。この実験をシミュレートすることにより，本解析手法の妥当性を検証する。
(1) 模型実験の概要
模型実験は高さ 3.0m，天端幅 3.0m，法面勾配 1：2の盛土半断面形状に山砂を締め固め，盛土背面の外水位を 2.3m に固定すると共に，15 mm/hr の降雨を降らせて行われた。試料の透水係数は k s ＝4.5×10-2 cm/sec，
強度は飽和状態でｃ'＝0 kPa，φ'＝31～33°，不飽和状態でｃ＝4～8 kPa，φ＝32～34°であった。浸潤線が法面表層に達したのと同時(経過時間 13.25 hr)に法面の表層崩壊が起こり，それに追従して上方へ 4～5段階の円弧すべりによる崩壊が発生した。
(2) 解析方法
解析は図-１に示した解析モデルについて浸透流解析を行ない，降雨開始後の各段階において安定解析を実施した。浸透解析では不飽和土の浸透特性について
van Genuchten が提案するモデル 6）を用いて斜面内の圧表‐１ 地盤物性値
斜面勾配（°）
飽和体積含水率θs
残留体積含水率θr
浸透特性 透水係数 k （cm/sec)
比貯留係数 Ss (1/m)
有効間隙率 ne
せん断抵抗角 φ’ （°）
強度特性 粘着力 ｃ’ （kN/m 2）
単位体積重量 γt （kN/m 3）

9.0
3.06.03.02.3

斜面勾配 1：2単位 （ m ）飽和度計測地点
深度 0.4 m
深度 0.9 m

1：20.450.045
4.5E-02
1.0E-040.45
31.0017.0

図‐１ 模型斜面の解析モデル
100
143.5

実測値 0.4 m
実測値 0.9 m
解析値 0.4 m
解析値 0.9 m

900.80.620.4

1.51

飽和度 Sr ( % )

2.5

比透水係数

サクション φ ( m )380700.2600500.500.40.50.60.70.80.91024

力水頭を求めた。地下水位以下の飽和領域では有効応力解析を，地下水位上部の不飽和領域についてはサクションによる強度増加を考慮した全応力解析を実施した。不飽和領域ではφ＝φ'を仮定し，c はサクションに応じて加藤らの式 7）により変化させている。解析に用いた地盤物性値を表-１に示す。
また，不飽和特性は実測データが不足していることから，実験における飽和度の計測値より試行錯誤により逆算した。不飽和浸透特性を図-２に示す。水頭条件
は，モデル左側面（盛土背面）に浸透水による圧力水頭を設定し，実験条件に対応して実験開始 0 hr より水頭を上げ始め 1 hr で水位 2.3m として終了まで固定水位とした。降雨条件は，実験開始より上面（天端および法面）に対して降雨強度15mm/hr を終了まで与えた。
水理境界は，モデル上面が飽和した場合，自由に水が流出できる透水境界とし，底面は水の出入りの無い不透水境界とした。

81012

図‐３ 計測点における飽和度の経時変化

16 hr
13 hr11h7h rr

図‐４ 地下水位の経時変化

3
実験の崩壊時刻（13.25 hr）
安全率 Fs

図‐２ 不飽和浸透特性

6経過時間 （ hr ）飽和度 Sr

210246810121416

経過時間 （ hr ）図‐５ 安全率の変化(3) 解析結果
模型実験では，深度 0.4m と 0.9m の 2 地点で飽和度が計測されている。図-３は，この実測値と解析値の飽和度経時変化を示している。計測では斜面表面に近い深さ 0.4m の地点の方が，深い方の 0.9m 地点より飽和度が大きい結果が得られているが，計測値に合う条件は設定しにくいことから，鉛直方向には水の流れが生

01

崩壊時刻 13hr
Fs=0.998
実際の崩壊すべり面
図‐６ 崩壊時刻における相対ひずみ速度分布および破壊形態

じない等水頭条件を仮定して初期飽和度を設定し，斜面の崩壊シミュレーションで重要な中盤から破壊時刻付近の飽和度計測結果を説明するように不飽和浸透特性を逆算手法により設定した（図-２）。図-４は，不飽和・飽和浸透流解析で得られた地下水位を示しており，時間の経過とともに上昇する過程がわかる。
図-５は時間経過に伴う斜面安全率の変化である。雨水・地下水の浸入により，安全率は低下し，崩壊時刻である 13hrには 0.998 となり，模型実験とほぼ同時刻に崩壊する結果が得られた。
図-６はこの破壊時刻における相対ひずみ速度の分布（最大ひずみ速度を 1.0，最小ひずみ速度を 0.0 と設定）を示すが，斜面法尻の浸潤面以下で崩壊が発生していることがわかる。このような法先での小崩壊は飽和化に伴う有効応力の減少と粘着力の喪失が原因であると思われ，破壊形態はほぼ実験結果と整合するものであった。
このように，浸透流解析で土構造物の間隙水圧や飽和度分布などの定量的な評価が精度よく実施できれば，斜面の崩壊時刻や破壊形態を精度よく予測できることが確認でき，本解析手法の妥当性を確認した。

３．水俣市宝川内集地区土石流災害の事例解析
本災害の発生原因や災害復旧計画などが水俣市土石流災害検討委員会（委員長 熊本大学 北園芳人教授）で詳細に検討されており，水俣土石流災害検討委員会
報告書 8）（以下，委員会報告書と記述）に報告されている。この中で崩壊発生の原因の一つとして，土石流発生前の6月に，先行降雨として深川観測局で590 mm/月を記録していることが指摘されている。これは年間平均降水量（2,072mm）の約 30％に相当する。さらに，その後の調査研究で，凝灰角礫岩上に風化した粘土層があったこと 9),10）が崩壊に大きく影響した可能性が指摘されている。
以上から，事例解析では上記の２点を重視して次のように地質のモデル化，地盤物性値等を決定した。
(1) 地質のモデル化
崩壊地周辺の地層は，崖錐性堆積物，安山岩（上位層），凝灰角礫岩，安山岩（下位層）の４層に区分される。また，それら各層は風化の程度や岩相が異なることから，以下のように細分化される。
安山岩（上位層）
地層①：最上位層に粘土状で分布する強風化安山岩
地層③：岩組織を残し団結粘土状を呈す強風化安山岩
地層④：亀裂が発達し礫状～短柱状を呈す風化安山岩
で柱状節理が発達している。
地層⑤：比較的新鮮な安山岩
崖錐堆積物
地層②：崖錐堆積物
凝灰角礫岩
地層⑥：指圧で圧砕できる程度に風化した脆弱な上位層
地層⑦：比較的安定した岩組織を残す下位層
安山岩
地層⑧：新鮮な安山岩
粘土層
地層⑨：地下水によって凝灰角礫岩が粘土質化した粘a) Case 1

地層番号

岩種

①

強風化安山岩

②

崖錐堆積物

③

強風化安山岩

④

風化安山岩

⑤

比較的新鮮な安山岩⑥

強風化凝灰角礫岩

⑦

凝灰角礫岩

⑨

粘性土注)地層⑧は省略b) Case 2
図‐７ 各ケースの解析モデル

土層（文献 9）,10)による）
表‐２ 各層に用いた地盤物性値
地層⑨の存在が今回の破壊に関与したとの調査結果
地層番号①②③④⑤⑥⑦⑨
水分特性曲線
風化帯 風化帯 風化帯 風化帯 新鮮岩 新鮮岩 新鮮岩 粘性土に基づいて，
図-７に示す２つの解析モデルを作成した。
飽和体積含水率 θ0.200
0.200
0.150
0.150
0.050
0.050
0.050
0.100
Case 1：地層⑨を考慮しない
残留体積含水率 θ0.007
0.007
0.005
0.005
0.009
0.009
0.009
0.058
Case 2：地層⑨を考慮する
浸透 透水係数
5.5E-04
水平1.0E-04 1.0E-04 1.0E-07 1.0E-04
1.0E-03 1.0E-03 1.0E-03
特性k (cm/sec) 鉛直
1.0E-03
なお，崩壊のすべり面が地層⑤，⑥の上部であること，
比貯留係数
5.0E-04 5.0E-04 5.0E-04 1.0E-04 1.0E-04 1.0E-05 1.0E-06 1.0E-03
S (1/m )その下の地層⑦は新鮮な岩層であることを考慮すると，有効間隙率 n0.20
0.20
0.15
0.15
0.05
0.05
0.050.10
さらにその下位の新鮮な安山岩層⑧は崩壊に直接関係
せん断抵抗角27.0
45.027.0
23.0
38.0
9.5
23.023.0
φ ' ( °)
しないと判断されるためモデル化を省略した。
srse

強度特性

粘着力 c' (kN/m2)
単位体積重量29.4363.77

2354

63.77

981

2.40

16.19

16.1920.11

25.0220.1124.5317.83

注)地層⑧はモデル化を行なっていないため物性値は省略

11414035120.830100.6860.440.220

サクション φ ( m )サクション φ ( m )

0.8

250.6

200.41510

比透水係数(3) 境界条件a) 初期水位
初期水位は，当該地区の過去５年間の平均年間降雨量（2,072 mm/年）を与え算出した。Case 1，2 ともにほぼ同じ位置に，難透水層である地層⑤，⑥，⑨の上面に地下水位が形成された（地下水位は後述の図-９に示す）。

γ t (kN/m3)

29.43

16.19

比透水係数(2) 地盤物性値
6 月 17 日～24 日では 462mm の先行降雨があったにもかかわらず斜面は崩壊せずに，約 1 ヵ月後の 7 月 19日からの後期降雨で崩壊した。この地域は風化度合いの異なる安山岩が地表を覆っていることから，その風化特性に着目して透水係数に異方性を取り入れた。安山岩は風化によって柱状に節理が発生することから鉛直方向に透水係数を大きく，水平方向に透水係数を小さく設定した。
鉛直方向と水平方向の透水係数の比は，後期降雨で斜面が崩壊した事実を説明するように定めている。
本論文では風化が進展すると,透水係数が大きくなるほか鉛直方向に対する水平方向の透水係数が大きくなると想定して，強風化岩では透水係数を大きく，また等方透水係数を設定した。
表-２に浸透流解析及び安定解析に使用した物性値を，図-８に不飽和浸透特性曲線を示す。これらは，水俣土石流検討委員会で解析に使用された値である。ただし，地層④の透水係数は鉛直方向の透水係数を１オーダー大きくし，地層⑨については，地盤調査結果などの情報がないため，粘性土であることを考慮して透水係数および不飽和浸透特性を文献 11)を参考に設定した。強度定数については，森山ら 10)が現場から採取した粘性土の一面せん断試験結果を参考にした。試験では粘着力がｃd＝37.4kN/m2 が得られているが，やや大きいように思われることから，崩壊時刻にて安全率が1.0 を下回るよう粘着力 c'を試行により定めた。その結果ｃ'＝2.40 kN/m2 という妥当な値が得られた。一方，内部摩擦角φ'については一面せん断試験結果の 9.5°を使用した。

29.430.25000.20.40.6

飽和度 Sr0.8

10000.20.40.60.8

1

飽和度 Sra) 風化帯b) 新鮮岩
図‐８ 不飽和浸透特性曲線b) 降雨条件
降雨量データは崩壊地域に近い熊本県深川観測局において観測されたデータを使用した。土石流発生前の6 月には深川観測局で 590 mm/月という降水量を記録している。これは過去５年間の年間平均降水量（2,072mm）の約 30％に相当しており，先行雨量として地下水供給に影響を及ぼしたことも考えられることから，事前降雨として崩壊日 7 月 20 日から約３ヶ月前の 5 月 1 日からの降雨データを設定した。
c) 水理境界条件
モデル左側面，底面，右側面は不透水境界とした。
左側面は尾根境界となっており、地下水の供給がないものと考えられる。底面は地層⑦が難透水性であること，右側面は河川が定常的に流れており，河川水よって常に飽和化していると考えられる。モデル上面は，降雨浸透境界とした。
(4) 解析結果
a) 先行降雨による影響
まず，地下水位の変化を図-９に示す。両ケースとも
一連の豪雨開始前において，地下水位が初期水位よりも上昇しており，特に斜面中部から上部にかけて最大で 2m 近く上昇している。これは崩壊１ヶ月前の 6 月
17 日～19 日の 3 日間合計雨量が 287 mm，17 日～24日の 8 日間合計で 462 mm の多量の降雨が，時間をか5 月 1 日 0 時（初期水位）
7 月 19 日 8 時（降雨開始前）
7 月 20 日 5 時（崩壊直後）

5 月 1 日 0 時（初期水位）
7 月 19 日 8 時（降雨開始前）
7 月 20 日 5 時（崩壊直後）

a) Case 1b) Case 2
図‐９ 地下水位の経時変化

100case2
崩壊時刻(4時20分）

時雨量

350

2.00

日付

図‐10 安全率の経時変化と日雨量（6/15～7/20）

けて地盤内に浸透したことによる。特に斜面上部の地層④（風化安山岩）内では，発達した柱状節理によって水平方向の地下水の流れが鉛直方向に対して制限されるので，長期間にわたって斜面下部へ平常時よりも高い地下水位を供給していたと考えられる。
図-10，11 は安全率の経時変化を先行降雨の影響と崩壊時刻付近で表したグラフである。両ケースとも 6月中旬の降雨後に安全率が著しく低下しており，先行降雨の影響がかなり大きかったことが伺える。
b) 粘土層（地層⑨）の影響
崩壊時刻で安全率が 1 を下回るように粘土層⑨の粘着力を逆算していることから，Case 2 を基準にして考えると，図-10，11 より粘土層がなければ Case 1 では安全率が 1.95 という値になり崩壊には至らない。
図-12 において Case 1 は相対ひずみ速度の分布からせん断領域が風化帯と新鮮岩の境目に形成され，破壊形態からは，相対ひずみ速度の大きな領域がすべり面となり斜面下部から上部にかけて実際の破壊形態に近い大規模崩壊がみられる。Case 2 では粘土層から斜面下部にかけてせん断領域が形成され，破壊形態は斜面先で崩壊が発生している。なお，図の破壊形態とは，せん断力を低減させていき，安全率が 1 を下回った場合に算出されるひずみ速度分布（相対的な変化量とそ

4012009時

21時

18時

15時

12時

0.959時

7/19

7/15
7/17
7/17
7/19

7/11
7/13
7/13
7/15

7/7
7/9

7/9
7/11

7/5
7/7

7/5
7/37/1
7/3

7/1
6/29

6/29
6/27

6/27
6/25

06/25
6/23

0.95

6/23
6/21

1.00

50

6/21
6/19

100

6/17
6/15
6/19
6/17

1.05

6/15

150

6時

case 2

1.10

60
1.9
1.05

3時

1.15

安全率 Fs200

時雨量 ( mm )250

日雨量 (mm)

6/17～6/24
累計雨量 462mm

1.90

80

1.95

300

6時

2.05

2

7月19日
0時

安全率 Fscase1400

1.95

安全率 Fs

450

3時

崩壊時刻
7/20 4 時 20 分

case 1

2.10

7月20日0時

2.15

時間

図‐11 崩壊時刻付近（7/19～7/20）の安全率の経時変化と時間雨量の向き）から求めた破壊形態（仮想破壊形態）を表わす。
また，図-13 の飽和度についてみると両ケースともすべり面付近は飽和度が 100％に達していることから，一連の豪雨によって斜面下部の地下水位が上昇し，不飽和土のせん断強度低下，不飽和土の重量増加によるせん断力増加，さらに飽和土においては，間隙水圧の上昇によるせん断強度低下により，粘土層がすべり面となって崩壊したと考えられる。また，可能性としてこの第一次崩壊をきっかけに，その後，斜面上部に崩壊が拡大したことも考えられる。

４．結 論
不飽和・飽和浸透流解析と剛塑性有限要素解析を連成させて模型斜面での適用性を検証した。その後，水俣市土石流災害の斜面に対して，崩壊する前月の先行降雨の影響とすべり面付近の粘土層の存在に着目して事例解析を実施した。本論文で得られた結論は以下の通りである。
(1) 模型斜面の浸透破壊実験に対して，浸透流解析と斜面安定解析を実施した結果，土構造物の間隙水圧や飽和度分布などの定量的な評価が精度よく実01a) Case 101b) Case 2

図‐12 崩壊直後（7/20 5 時）における相対ひずみ速度分布，地下水位，破壊形態
1050100a) Case 11050100b) Case 2

図‐13 崩壊直後（7/20 5 時）における飽和度と破壊形態ٛ

施できれば，斜面の崩壊時刻や破壊形態を精度よく予測できることが確認できた。
(2) 水俣土石流災害の斜面崩壊では，安山岩の風化モデル（柱状節理のような縦方向の割れ目が卓越するような風化岩）を透水係数の異方性として表現することで，先行降雨により地下水位が高い状態に保たれ，後期降雨により崩壊に至った経過を説明することができた。
(3) すべり面付近に粘土層が存在することが，斜面崩壊に不可欠な要因になっていることが確認され，崩壊は段階的に斜面上部へ進行した可能性が高いことが示された。

2)大塚悟,山下良,池本宏文：斜面の浸透特性を考慮した豪雨時の斜面安定解析法の開発,第2回土砂災害に関するシンポジウム論文集,pp.165-170,2004．
3)Soil Plus Flow：伊藤忠テクノソリューションズ㈱4)大塚悟,宮田善郁,池本宏文,岩部司：剛塑性有限要素法による斜面安定解析,地すべり,Vol.38，No.3，pp.75-83，2001．
5)大野真希,小橋秀俊,古本一司,伊勢野暁彦,池田利明：堤防の浸透崩壊におけるサクションの影響に関する実験的検討,第 39 回地盤工学研究発表会,pp.1257-1258，2004.
6)van Genuchten, M.T.：A closed form equation for predicting thehydraulic conductivity of unsaturated soils, Soil Sci. Soc. Am.J,
pp.892-898, 1980.
7)加藤正司,吉村優治,河合克之,寸田亘：不飽和土の一軸圧

謝辞：本研究の遂行にあたり，熊本県ならびに熊本大学北園芳人教授には貴重な資料のご提供とご助言を頂きました。ここに感謝申し上げます。また，本研究は科学研究費補助金基盤研究(C)19510187（研究代表者：大塚悟）および基盤研究(C)19560503（研究代表者：岩部司）の補助を受けて行われたことを付記する。

縮試験時の強度特性に及ぼすサクションの影響,土木学
会論文集,No.687,Ⅲ-56,pp.201-218,2001.
8)水俣市土石流災害検討委員会：水俣市土石流災害検討委
員会報告書，2004.
9)千木良雅弘：『崩壊の場所』,近未来社,2007.
10)森山崇,善功企,陳光斉,平松浩三：DDA を用いた水俣市
宝川内集地区における斜面崩壊メカニズムの検討,自然災

参考文献

害研究協議会西部地区部会報・論文集,29 号,2005.

1)例えば,村田重之：平成 15 年 7 月水俣宝川内土石流災害

11)国土技術研究センター：河川堤防構造検討の手引き,2002.

調査報告,平成15 年7 月水俣宝川内土石流調査報告,第13（2008.5.16 受付）

回熊本自然災害研究会研究発表会要旨集,pp.27-34,2004．