海水交換型防波堤に作用する外力分布と特性について
Distribution and characteristics of external force acting on seawater exchange breakwaters
田島 憲一* ・ 河野 徹** ・ 新野 耕三***
Kenichi TAJIMA, Toru KOHNO and Kouzou SHINNO* （財）漁港漁場漁村技術研究所 第 2 調査研究部 主任研究員** （財）漁港漁場漁村技術研究所 専門技術員*** 長崎県水産部漁港漁場課漁港計画班 係長
Although there are already some examples of breakwaters that are structured with a water chamber for promoting
seawater exchange despite such structures being relatively new, the structure of the water chamber in such asbreakwaters is a rectangular cross section. From past examinations, the effects of external force on such as breakwaters
are clear. However, since seawater exchange water chambers with a jacket structure are trapezoidal, in order to checkthe design of the entire structure and the materials used for the water chamber, it is necessary to newly clarify thedistribution of external force and its characteristics.
This paper examines the distribution and characteristics of the external force acting on trapezoidal water chambers
based on past knowledge as well as the results of new hydraulic model experiments, etc. made possible by detailed
designs for a seawater exchange breakwater that is planned on being constructed in Nagasaki prefecture.
Key words: seawater exchange, wave force coefficient, hydraulic model experiment, trapezoidal water chamber, jacketstructure

1． はじめに

2． 検討対象施設

漁港の港内や周辺海域では，養殖・蓄養漁業が行われている所も多く，これらの海域の水質維持は漁港施設計画の課題の一つであり，既往の防波堤にも海水交換機能を持つ施設が多く存在する．
従来の海水交換型防波堤は，波浪の進行や振幅を利用して波浪と同方向の流れを形成させる越流型が主流であるが，遊水室による海水交換促進型防波堤は，遊水室内の渦流れにより，堤内の水塊を排水させる特徴を有している．
一方，今後の漁港施設の建設においては，軟弱地盤や大水深への対応は必須であり，これらの悪条件に有利なジャケット式構造を用いた遊水室式海水交換促進型防波堤が有効と考えられる．
これまでに同構造形式のうち矩形の遊水室を持つ構造に関しては，海水交換性能や透過，反射特性について十分に解明されている．しかし，台形の遊水室に関する水理特性は不明な点も多く，特に構造設計に用いるための作用外力の算出手法の確立が急務とされていることから，不規則波を用いた水理模型実験により台形の遊水室に作用する波力を明らかにした．

検討対象となる防波堤は，長崎県松浦市鷹島町にある阿翁浦漁港（阿翁浦地区）に計画されている沖防波堤（Ｂ）である．

図-1 設計対象位置図

37

当該施設は，「養殖作業用の準備岸壁の利用および泊地水域に関する静穏度確保」を目的に計画され，①養殖作業を行う水域内の海水環境に悪影響を及ぼさないこと，②既存施設への外力等の悪影響を発生させないこと，③前面航路への反射波を抑止すること，などが構造選定の要件に挙げられた．
また，計画位置の水深が深く，かつ軟弱地盤であることから，上記の要件を満足させるためにジャケット構造による遊水室式海水交換促進型防波堤が採用された．

沖波諸元：「平成 17 年度 長崎県沖波波浪推算業
務委託報告書 平成 18 年 2 月 長崎県」
17.阿翁浦漁港（阿翁浦地区）
再現期間：30 年確率波
波浪変形計算：エネルギー平衡方程式
砕波条件：非砕波（h/Ho’＞4.0）

3.1

防波堤の天端高は，一般的な防波堤と同等の機能（R/H＝1.00）を目標に設定した．
天端高 ＝ H.W.L.+1.0×Ｈ1/3＝ D.L.+2.7m +1.0×2.40＝ D.L.+5.1m
なお，防波堤の設置位置は非砕波帯であることから，砕波による平均水位上昇量などの偏差は考慮していない．

7.50
3.36

前港外側
壁

港内側+5.10+4.40▽HWL +2.70

後 壁▽MWL +1.35
PC版(t=320)▽LWL +0.00

PC版(t=250)

-1.20
-3.00

-5.40-5.00

RC版(t=400)
ｺﾝｸﾘｰﾄ充填

ｺﾝｸﾘｰﾄ充填

3.2
没水平版

8φ 100Ac100 *200 *1

φ 10

ｺﾝｸﾘｰﾄ充填(Ac1～Ac2層)-22.10・ 波力（水平力）の抵抗に有利な構造として斜杭式を採用する．
・ 杭の傾斜角度は，過去の施工実績等より特に工法を指定しなくとも施工が可能と判断される 15 度とする．

ｺﾝｸﾘｰﾄ充填(Ac1～Ac2層)

Ac2-28.60-29.50Ag

岩-32.80

遊水室の基本形状

遊水室の基本形状は，以下の前提条件を踏まえて設定している．

-15.80-18.20

天端高ンカ

0ドア

L =8 .8

ウンンカーグラドア

長部

一方，遊水室の形状は幅（B），水深（d2）および開口部高さ（h）の３諸元があり，それぞれ透過率，反射率および海水交換機能に影響するため，各諸元を効率的かつ効果的に決定していく必要がある．
ここでは，防波堤の天端高が前述のように規定値として算出可能なので，これを基準値として他の諸元を設定できるよう水理特性を整理する．

ウン定着

グラー

3. 0 0-33.00

図-2 沖防波堤（B）標準断面図

3． 設計条件等

B
対象施設の設計条件は以下に示すとおりである．
■設計条件
朔望平均満潮位；H.W.L.+2.70m
平均潮位；M.S.L.+1.40m
朔望平均干潮位；L.W.L.±0.00m
海底勾配；ｉ＝1/10
施設延長；150.0m
設計水深；D.L.-10.5～-18.2m
設計波諸元；Ｈmax＝4.3m（＝1.8Ｈ1/3）
Ｈ1/3＝2.4 m
Ｔ1/3＝9.4sec▽S.W.L.

d1hd2d設置水深
図-3 遊水室の諸元38

ることがわかっている．

4． 遊水室の水理特性について

4.1

Cr

台形遊水室の水理特性を明らかにするために実施した不規則波による水理模型実験は，前述の設計波
条件と出漁限界波（Ho＝2.0m，5.4sec）を用いて開口部高さを h＝2.0m，2.9m の２種類について透過率反射率および海水交換性能（遊水室下部の流れ）に関して観測・整理を行っている．

断面特性値

海水交換促進型防波堤に関する水理特性は，遊水室幅（B）と遊水室内の水深（d2）を用いて断面特性値ℓＡが式(1)のように提案されている．

Ａ  B  d2

1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.00(1)0.1

0.15ℓＡ/L0.2d2 ≒ 1/2～1/3 d0.250.3(3)(3) 海水交換特性

本検討でも断面特性値ℓＡを適用した整理を行っている．

海水交換特性については，遊水室の開口高さ（h）を変化させた水理模型実験結果（L.W.L.時）から，
図-6 に示すように h＝2.9m では，港内向きの流れを発生させる可能性が懸念されたのに対して h＝2.0m
では同様の現象が確認されなかった．
水理模型実験では，遊水室の水深を d2＝ 5.00m（L.W.L.時）としているので，h＝2.9m の時 h/d2＝0.58，h＝2.0m の時 h/d2＝0.40 となる．
この結果から，堤内の水塊を排出させる性能としては，開口部高さ（h）が低潮時でも遊水室内の水深（d2）の 1/2 程度以下の諸元とするのが適切ではないかと推測される．

遊水室の水理特性(1) 反射特性
図-4 に断面特性値ℓＡと反射率 Cｒの関係を示す．
同図から，低反射特性に優れる諸元は，断面特性値と波長 L のℓＡ/L＝0.11 付近となっている．

ℓＡ/L≒0.11

0.05

d1/d2=0.327
d1/d2=0.545
d1/d2=0.764
d1/d2=1.000
Exp. d1/d2=0.436

図-4 断面特性値（ℓＡ）と反射率（Ｃr）の関係

ここに，ℓＡ：断面特性値，B：遊水部幅
d2：遊水室内の水深4.2

d1/d2=0.218
d1/d2=0.436
d1/d2=0.655
d1/d2=0.873
Exp. d1/d2=0.218
Exp. d1/d2=1.00(2)

また，遊水室前面壁の高さ（d1）と遊水室内の水深（d2）の比は，実験値では d1/d2≒0.4，理論解ではd1/d2≒0.6 付近が最も効果的であると思われる．
一方，遊水室の開口部高さ（h）を変化させた場合の反射率（Ｃr）については，図-5 より，h＝2.0m で7sec 以上の周期帯で反射率がやや低くなり，h＝2.9m
では 7sec 以下の周期帯にも多少の効果が見られた．

h＜1/2 d24.3(4)

遊水室形状の算出例(1) 遊水室の水深
当設計においては，式(3)を基に設定した諸元で所要の透過率が満足されるかを検討した．
すなわち，施設中央付近の平均水深 18.85m（平均潮位 M.S.L.+1.40m，設置水深 D.L.-17.45m）の 1/3程度となる d2＝6.28m（D.L.-4.88m）から D.L.-5.0mを設定し，港内静穏度から要求される許容波高伝達率Ｃt＜0.1 を満足することを図-5(1)に示す水理模型事件結果より確認した．

(2) 透過特性
防波堤背後への透過特性に関しては，図-5 に示すように開口部高さ（h）を変化させても透過率（Ｃt）には，ほとんど影響がなかった．
なお，設置水深（d）と遊水室内の水深（d2）の関係は実験データの不足から明確な特性が把握されていないが，計画水面から設置水深の 1/2～1/3 程度の範囲に遊水室を設置すれば，十分な機能性が得られ

d2 ≒ 1/3×18.55 ＝ 6.28m→D.L.+4.88m ≒ D.L.-5.00m

39

Cr Cal.
Cr Exp.(H=1.3m)
Cr Exp.(H=2.4m)

1.0
0.9

0.0

Ct Cal.
Ct Exp.(H=1.3m)
Ct Exp.(H=2.4m)-0.1
Q*=Q/(HL/2π）

0.8Cr&Ct

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3

-0.2
-0.3-0.4
H=1.3m
H=2.4m

-0.5

0.2
0.1-0.6

0.04567891011123134567T(s)（1）開口部高さｈ＝2.0ｍ
1.0Cr Cal.
Cr Exp.(H=1.3m)
Cr Exp.(H=2.4m)

0.90.8910111213111213（1）開口部高さｈ＝2.0ｍ
Ct Cal.
Ct Exp.(H=1.3m)
Ct Exp.(H=2.4m)

0.4

港内方向

0.2
Q*=Q/(HL/2π）

0.7

Cr&Ct

8T(s)

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2

0.0-0.2

港外方向-0.4-0.6

H=1.3m
H=2.4m

-0.8

0.1

-1.0

0.0
4

567891011123134

56T(s)

8910Ｔ（ｓ）（2）開口部高さｈ＝2.9ｍ
図-5 開口部高さと透過率，反射率の関係（2）開口部高さｈ＝2.9ｍ
図-6 開口部高さと海水交換量の関係（L.W.L.時）

5． 波力係数(2) 遊水室幅5.1

次に遊水室幅（B）について，断面特性値の式(1)より，設計波から出漁限界波の各波浪状態における水深変化を考慮した波長の平均値Ｌ＝71.9ｍを対象として，低反射特性に優れる式(2)を満足するよう以下のとおり算出した．

不規則波水理模型実験の結果

詳細設計では，実海域を想定した不規則波による水理模型実験の結果から作用波力を設定した．
なお，没水平版に作用する波力や後壁への砕波の影響による波力増大などは低潮位時に外力が大きくなると想定されたため，実験は H.W.L.時と L.W.L.
時で行っている．

d2＝ D.L.+2.70m －（-5.00）＝ 7.70m

 Ａ  B  d1  7.50  7.70
 7.60m

5.2

ここでは，断面特性値ℓＡが，遊水室の幅（B）と遊水室内の水深（d2）との相互関係によって変化するため，B≒d2 と仮定して遊水室幅の設定を行っている．

ℓＡ/Ｌ ＝ 7.60／71.9 ≒ 0.117

詳細設計用の波力係数

規則波および不規則波による水理模型実験の結果から得られる各壁の最大波力係数は，明らかな差異が認められなかったことから，各実験結果の最大値を採用することとした．
表-1 最大波力係数O.K.

(3) 開口部高さ
最後に開口部高さ（h）を図-5,6 の反射および海水交換特性から，特に激浪時の反射波による周辺への影響を軽減し，かつ海水交換の効果も十分に高いと評価される h＝2.0m に設定した．

5.3

h ＝ 2.00m ＜ 1/2 d2 ＝ 2.50m（L.W.L.時）

状態

前 壁

後 壁

没水平版

押波

0.80.50.5

引波0.80.40.4

位相差

実際に各壁に作用する波力は，来襲波の諸元，遊水室の形状，潮位などの影響により作用時間に差異が生じる．

O.K.

40

前 壁

前 壁
1.00.6

0.6

0.4

0.4

0.2
0.0-0.2

5678910111213-0.4

後面壁波力FN2 押し波時
後面壁波力FN2 引き波時

0.8

80.2
0.06

789101112130.4-0.6

111213現地波周期 T1/3(s)後面壁波力FN2 押し波時
後面壁波力FN2 引き波時

0.4

LWL

0.2
0.0-0.2

56789101112131112130.4-0.4-0.6

HWL-0.8

100.80.4

590.6
FN2/(woHmaxSb）

FN2/(woHmaxS b）

70.8

0.5

-0.4

-0.8-1.0-1.0

現地波周期 T1/3(s)現地波周期 T1/3(s)

没水平版

没水平版
0.5

鉛直上向き

鉛直下向き

0.5

0.5

0.4

0.4

0.40.3

LWL

0.3

0.2

0.2

0.1

HWL

0.0
5

6

78

910-0.2

111213Fz/(woHmaxBb）

Fz/(woHmaxBb）

61.00.4

鉛直上向き

0.1

鉛直下向き

0.0-0.1

5

6

78

9

10-0.2-0.3-0.4

5

後 壁

後 壁
1.0-0.1-0.2-1.0

現地波周期 T1/3(s)

-0.2

LWL

0.0-0.8-1.0

0.6

0.2-0.6HWL-0.80.6-0.4

0.6-0.6

前面壁波力FN1 押し波時
前面壁波力FN1 引き波時

0.8FN1/(woHmaxSf）

FN1/(woHmaxSf）

前面壁波力FN1 押し波時
前面壁波力FN1 引き波時

0.80.8

1.0-0.3
0.4-0.4-0.5

0.4-0.5
現地波周期 T1/3(s)現地波周期 T1/3(s)図-7 不規則波による最大波力の値

3030-30-30-90-90（2）L.W.L.時（1）H.W.L.時図-8 規則波作用時の各波力間の位相差（基準：全水平波力）

41表-2 各壁に作用する最大値に対する係数

各壁の詳細設計では，最大波力を用いることでよいが，施設全体に対する作用波力を評価する場合は，過大設計とならないように適切な位相差を設定する必要がある．
しかし，不規則波による水理模型実験では，遊水室内の反射や波長に差異が生じるなど非定常性の影響により明確な傾向を確認することができなかった
ため，規則波による水理模型実験結果を基に位相差の設定を行った．
図-8 は，規則波による水理模型実験結果を基に全水平波力を基準（0 度）として各壁に作用する鉛直波力の位相差（FN1：前壁，FN2：後壁，FZ：没水平版，FTZ：全鉛直力）を抽出したものである．
図-8 では多少のバラツキが見られるものの，各壁ともに潮位，周期の影響に関係なく概ね 60 度の位相差が生じている．この位相差を考慮した水平波力の合計は式(4)のように算出される．
ΣH ＝ Ａcosθ＋Ｂcos(θ-60)

荷重状態

前 壁

後 壁

没水平版

1.00

0.500.50

押 後壁最大波 水平版最大：上向き0.50

1.00

-0.50

0.50

-0.50

1.00

水平合力最大時0.930.780.16

前壁最大

前壁最大1.00

0.500.50

引 後壁最大波 水平版最大：下向き0.50

1.00

-0.50

0.50

-0.50

1.00

水平合力最大時

-0.93

-0.78

-0.16

6． 結語
本研究では，水理模型実験結果より台形遊水室の水理特性と作用波力の算定手法について提案を行った．しかし，実験ケースが少なく，対象施設を捉えた特定の条件のみに対応したものである．
今後は，より広義で一般的な水理特性の解明や波力算定の体系化を目的にさらに細かな水理模型実験などを実施していく必要がある．

(4)

ここに，Ａ：前壁最大波力，B:後壁最大波力，
θ：入射波の位相角（度）7． 謝辞
この式(4)より各壁の最大波力作用時における他壁の作用波力を求める係数は表-2 のように算出される．

5.4

海水交換促進型防波堤は，沿岸新技術研究会が開発を進める新構造形式の防波堤であり，本研究に用いた水理模型実験データ等は中村准教授（愛媛大学大学院）のご協力により提供されたものを使用しており，その多大なるご支援に感謝いたします．
また，本稿は，長崎県から当財団が受託した「阿翁浦地区広域漁港整備（阿翁浦漁港 設計委託その１）」において沖防波堤（Ｂ）の基本・詳細設計を実施した内容を再整理したものであり，同業務の遂行および技術検討委員会にご協力を頂いた出口教授（大阪大学大学院），古本教授（長崎大学工学部），中山ＧＬ（水総研水産工学研究所）および長崎県漁港漁場整備課の皆様に感謝いたします．

波力分布表-1 に示す波力係数による各壁に作用する最大波力の分布は図-9 に示すとおりとなる．
遊水室全体に作用する全波力としては，図-9 に表-2 の係数を乗じて各荷重状態ごとの波力を算定すればよい．

参考文献
1) 中村孝幸・高見慶一：ジャケット式遊水室型防波堤の水理特性と作用波力について，海岸工学論文集，第 54巻，pp.876-880, 2007．
2) 中村孝幸・河野徹・淺川典敬・大川大一・高見慶一：
傾斜杭を想定した台形遊水室型防波堤の消波機能と海水交換機能について：海洋開発論文集，第 24 巻，pp．
575-584, 2008.
3) 合田良実: 港湾構造物の耐波設計，鹿島出版会，237p,

図-9 最大波力の分布図

1977.

42