沖波、静穏度、漂砂等に関する調査研究《 数値波動実験水路を用いた漁港構造物の波力実験 》
Wave power experiment of fishing port structure using numerical wave experimental channel

業務名
委託者
担当者

防波堤等漁港施設の災害要因検討調査（17-9827）
自主研究(保坂三美)，阿部龍介，山本正昭

Breakwater disasters by ocean waves occurred in Maegomori and Nishinohama fishing ports. To analyze thecauses of these disasters, we have used the CADMAS-SURF method to find wave pressure and wave velocity,and then analyzed the size of external force. In Maegomori fishing port, we have calculated impulsive wavepressure caused on thattachments of wave absorbing breakwater and no wave absorbing breakwater to estimate
the causes of disaster. In Nishinohama fishing port, we have used the CADMAS-SURF method to measure theflow velocity and water pressure differences generated on the mound by CADMAS-SURF method andevaluated the stability of armor blocks and stone from the measured values.
Key words: Numerical wave experimental channel, CADMAS-SURF, wave pressure experiment１．調査の目的
本研究は数値波動水路（CADMAU-SURF）を用いて波圧および波動流速を求め，前籠漁港および西之浜漁港の被災原因を分析するものである．

２．調査の内容と方法
本調査は図-2 のフローに基づいて実施した．

西之浜漁港（４種）

前籠漁港（４種）

図-1 調査位置図

図-2 数値実験の流れ

13沖波、静穏度、漂砂等に関する調査研究

３．前籠漁港防波堤の被災部実験
3.1 波圧実験の概要
前篭漁港の防波堤（西）は，平成 16 年度，図-3 に示すような被災を受けた．
この原因の一つとして，直立堤から消波工付き防波堤に移行する部分で消波工が漸高する構造が考えられる．その消波工取り付け部における防波堤にかかる波圧は，消波工がある場合に砕波圧や広井の砕波圧公式より大きくなることが予想される．
その上，標準設計法や設計例にない急勾配斜面上に位置するため，浅水係数が大きくなることも予想され，消波工付防波堤に対する波圧を数値シミュレーションにより算定することとした．

図-3 前籠漁港被災概況図

3.2 実験堤体計上および波浪等の実験・計算条件
被災区間のうち堤体が移動した区間内の 4 断面を図-4 に示すように数値模型化した．図中，斜線部は海底や堤体などの不透過部分，網目部は消波工やマウンドなどの透過部分を示す．表-1 は，前籠漁港において設定した数
値波動水路の計算条件等を示す．
表-1 数値波動水路の計算条件の設定
計測項目と構造前篭漁港 消波工付き波圧

実験目的

衝撃波圧による堤体の移動の検証

計測項目

壁面波圧ほか

堤体模型形状数4

計算領域 ｘ(m)740

計算領域 ｚ(m)43.0，一部 63.0（BP+30), 53.0(BP+40)

水路水深(m)

7.2

周期(s)

14.8

実験潮位(m)1.7

格子Δｘ(m)2.0, 1.0

格子Δｚ(m)

1.0 (z=0.0～17.0), (z=43.0～63.0)
0.5 (z=17.0～43.0)

Δｔ(s)

自動格子数

401×69, 一部 ×89(BP+30)，×79(BP+40)

差分スキームポーラス下限値
造波モデル+30m,+40m 各地点）

DONOR-0.20.01
造波境界（左端）

粘性10^-6右端側

放射境界

境界条件：流速・圧力

スリップ

気泡上昇速度(m/s)

0.2

水滴落下速度(m/s)

自由落下

波高計

8

波圧計

29, 40(BP+40)

流速計

4, 0(BP+40)

計算時間(s)図-4 前籠被災防波堤実験断面（上より BP+20m,+25m,29.7（潮位も含めて）

波高(m)Ho'

透過構造物空隙率（消波工）

約1300.5〃 CD1.0〃 CM

1.5

3.3 実験結果(1) 波高・等圧線と波の衝突状況
図-5.1，5.2 に水面および等圧線の変化状況を示す．ただし，各水路や構造物の寸法は，高さに比べ長さを 1/5に歪め描かれている．図-5.1 では，波の前面が立ってきて 73 秒後には波は壁面に衝突する．その頂は消波工より高いため越波も大きい．しかし，反射波は小さく沖に向かう波形の乱れは小さい．図-5.2 は消波工が被っていない状態での波の衝突である．波の前傾が進み,その後 74 秒に越波高が最も高くなっている．その後，落下した水塊により堤背後の水面の乱れる．

14

沖波、静穏度、漂砂等に関する調査研究

図-5.1 波形と等圧線（BP+20ｍ消波工あり）

図-5.2 波形と等圧線（BP+40ｍ消波工なし）(2) 浅水変形と波高の増大
図-6 は換算沖波の周期 14.8 秒，換算沖波波高が 7.2mの時の波高変化を示す．この図に示すように 5 波高前方までの最大波高は，BP+20m から BP+30m 地点では 10.1mとなる．やや深い BP+40m 地点の波高は 9.0m となる．
(3) 波圧
数値実験結果から，表-2 に示すように，消波工の擦り付け部の区間に掛かる第 2 波の平均無次元波圧は 1.45

水深(m)で，第 3 波は 1.34 であった．その値は，第２波から第図-6 浅水変形による波高の増大

５波の平均的には消波工がない場合より大きくなる．

表-2 無次元波圧(P/wHo’)

他の区間と比較すれば，消波工が完全な区間（BP０～実験

消波無次元波圧+20）の最大値無次元波圧は 0.94，消波工が全くない場合

堤体区間

断面 工高(BP+45～+60)は 1.69 であった．

BP0～+2020

7.5 0.54

25

3.75 1.0930

0 1.56

40

1.69

40

1.69

BP+25～+45
BP+45～

3.4 結果の評価

第２波 平均0.54

３波

平均 第４波 平均 第５波 平均

0.62

0.62

1.59
1.45

1.38

1.34

1.04
1.69

1.04

1.04

0.93 0.93

0.94 0.941.170.94

1.32 1.18

1.66 1.30

1.06

1.29

1.06 1.06

1.29 1.29+60

数値実験結果から，消波工の取り付け部には砕波圧に近い予測以上の波圧が生じ,消波工の取り付け部の堤体が破壊したものと思われる．なお，消波工がない部分は，急斜面のため広井公式の砕波圧を越えてはいるが，安全率の余裕等により被災までには至らなかったものと思われる．

４．西之浜漁港防波堤マウンド部被覆ブロックの安定性検討
4.1 マウンド実験の概要
西之浜漁港沖防波堤は平成 16 年度，図-7 に示すような被災を受けた．
防波堤港外側の被覆ブロックが散乱するとともに，基礎マウンドが崩壊し，ケーソンが前へ傾斜した．
この原因の一つとして，高波浪により被覆ブロックが飛散し，そのためマウンド捨石が押さえを失って崩壊したのではないかと予想される．ただこの断面は，被災時には未完成の状態で，将来その上に消波工が設置される計画であった．
この崩壊原因を確認するため，数値シミュレーションにより急勾配斜面におけるマウンド上の流速と透過圧を測定し，被覆ブロックおよび捨石の安定性を検討することとした．

図-7 西之浜漁港被災概況図

15沖波、静穏度、漂砂等に関する調査研究

4.2 実験堤体計上および波浪等の実験・計算条件
数値実験水路および防波堤の実験断面を図-8 に，波浪等の実験条件を表-3 に示す．
表-3 数値波動水路の計算条件の設定
対象漁港と構造西の浜漁港 混成堤

実験目的

マウンド崩壊原因の探索（流速・透過圧）

計測項目

マウンド上の流速と透過圧

堤体模型形状数1

計算領域 ｘ(m)760.0

計算領域 ｚ(m)
水路水深(m)50.0
32.7 (法先水深-17.6m，1/15勾配)

波高(m)Ho'

8

周期(s)

15

実験潮位(m)2.7

格子Δｘ(m)2.0 (x= 0.0～650.0, 712.0～760.0),
1.0 (x=650.0～712.0)

格子Δｚ(m)

1.0 (z= 0.0～21.0)
0.5 (z=21.0～50.0)

Δｔ(s)

自動

格子数

約412×79

造波モデル

造波境界（左端）

粘性

10^-6

右端側

放射境界

気泡上昇速度(m/s)

0.2

水滴落下速度図-8 西之浜漁港被災防波堤実験断面

自由落下

波高計の設置数6

波圧計の設置数

前壁７，底面７，マウンド被覆層10流速計の設置数

マウンド５

計算時間(s)
透過構造物空隙率
〃 CD
〃 CM

約 130
被覆石 0.45，

基礎捨石 0.40

被覆石 1.0，

基礎捨石 3.0
1.54.3 実験結果
(1) 波形・等圧線と波の衝突状況
図-9 に西之浜漁港沖防波堤実験断面の波形と等圧線を示す．静水時最大水圧を 10 分割した等圧線間隔に目立った変化は見当たらないが，マウンド部で等圧線の勾配が増大している．

図-9 西之浜漁港沖防波堤実験断面の波形と等圧線

16沖波、静穏度、漂砂等に関する調査研究(2) 防波堤近傍の波動流速の分布
図-10 に沖防波堤近傍における波動流速の分布を示す．この図のベクトルから，68～69 秒に堤前肢のマウンド部で顕著な上向き流速が発生していることと，71～74 秒に越波流速が大きいこと以外は，マウンド部近傍での特異な流速増大は視認できない．

図-10 防波堤近傍の波動流速の分布図(3) マウンド被覆石上下層の圧力差の変化
図-11 で，中段の図は被覆ブロックの表面とその下方1m における水頭差を示す．上段の図の前壁面の水位最高時点と中段の図の水圧差の最大時点はほぼ一致するが，水位差とマウンド上の水平流速の位相はずれており，圧力差が最大になる時点では，沖向き流速で値は小さい．
従って，マウンド被覆石の安定計算を行う場合，どちらか無視して圧力差と流速を別々に評価することとした．

図-11 マウンド被覆石上下層の圧力差と各流速計の波動流速の時間変化

17沖波、静穏度、漂砂等に関する調査研究(4) マウンド上の流速
図-12 は，時間毎にマウンド上における波動流速の水平成分と鉛直成分を合成（2 乗和し平方根）して求めた．各測点の位相はほぼ同じとなり，マウンド上では前壁から離れているほど流速が大となった．そのピーク時点で流速の絶対値は約±4m/s となった．
図-12 マウンド上の各流速計の波動合成流速の時間変化

4.4 結果の評価(1) マウンド上の流速
前節より，マウンド上の水平，鉛直合成流速は，堤前 13m 位置で+4.0m/s，-3.8m/s とピーク値を示した．
この時の安定性を CERC の式で検討したところ，8 ﾄﾝブロックは安定であった．
(2) マウンド内外の圧力差被覆部にかかる波圧は堤の前壁に近いほど大きく，壁より 1.5m 地点で厚さ 1m 当たり水頭 2.2m，3.5m で 0.9mの負圧（浮かす方向）が懸かることとなる．図-13 に示すような圧力差（Δp）により被覆石（ブロック）が持ち上がるかどうかを検討する．
○8 トンセッカブロック：
面積：2.52ｍ×2.52m－（空隙 10%）＝5.71m2
高さ：0.63m
水中重量 W：8.04×（2.3-1.03)／2.3＝4.44 トンｆ
ブロックを持ち上げる力：
Fb＝水圧差×ブロックの高さ×水の単位体積重量×ブロックの受圧面積＝2.2×0.63×1.03×5.71＝7.9 トン f
安全率：
Sf＝W／Fb＝4.44／7.9＝0.56＜１

従って，安全率は１以下となり浮き上がる．
図-13 被覆ブロック周辺の波圧分布の想定
これらの結果より，被覆ブロックは，マウンド内に発生する石を持ち上げる力（上下差圧）によって浮き上がり，強い波動流で移動散乱したものと推察できる．

４．成果の活用
大きい施設を必要とする造波水路実験に替えて，パソコンを用いた数値波動水路実験が開発され，越波実験や安定性の実験など実用化の域に到達してきている．この手法では，波形，波圧，流速が容易に検出できるという長所がある。今後，水路模型実験値や現地の観測値との検証を積み重ねながら，この活用を広めていきたい．

参考文献
1)

数値波動水路の耐波設計への適用に関する研究会（委員長：磯部雅彦）：CADMAS-SURF 数値波動水路の研究・開発，(沿岸開発技術ライブラリー No.12）平成 13 年 10 月，（財）沿岸開発技術研究センター

18