こ う えいフ ォ ー ラ ム 第 28 号 / 2020 . 5

2018 年台風 21 号による高潮再現計算と暴風 ・ 高潮時における漂流物の挙動予測モデルの開発～関西国際空港連絡橋へ衝突した船舶を対象に～
VERIFICATION OF STORM SURGE CALCULATION OF TYPHOON NO. 21 IN 2018 AND
DEVELOPMENT OF A MODEL FOR DRIFTING DURING STORM SURGES
小園 裕司 * ・ 桜庭 雅明 ** ・ 野島 和也 **Yuji KOZONO, Masaaki SAKURABA and Kazuya NOJIMAIn September 2018, Typhoon No. 21 caused damage of storm surge to the coastal area of Osaka
Bay. In addition, tankers drifted and collided with an access bridge of Kansai International
Airport. Our aim is to consider the effect of wind during storm surges. In this study, storm surges
by the typhoon were calculated for veriﬁcation. Based on it, we developed a drifting prediction
model considering the effects of wind. After the track of tanker drifting was veriﬁed. The calculated
results agree well with the observed pressure, wind speed and tide levels in Osaka Bay. By
comparing the calculation track of the tanker and the record track, the calculated results were ingood agreement. The proposed model was shown to be useful in predicting the behavior of drift
during storm surges.

Keywords ： storm surge, numerical simulation, drifting, wind effect, Osaka bay

づいた流木漂流モデルを開発した。 野島らは、 後藤らのモデ

1． はじめにルを発展させ、 広域で多種多様な漂流物を扱えるモデルを提我が国では、 気候変動に伴って海面上昇や台風外力の増案した。 許らは、 剛体モデルによって漂流物の回転運動も含加が想定されており、 水災害のリスクが高まっている。 そのようめた解析を行っている。 しかしながら、 これらの挙動予測モデな状況のなか、 2018 年 9 月に台風 21号が近畿地方に接近 ・

ルは津波を対象とし、 津波の流速を外力としたモデルとなって上陸し、 大きな高潮被害が発生した。 関西国際空港 （以下おり、 高潮時を対象とした漂流計算モデルではない。 高潮時「関西空港」 という。） では最大風速 46.5m/s （最大瞬間風速における漂流計算モデルとして STOC-DM に風を考慮したモ58.1m/s）、 大阪潮位検潮所では、 水位 329cm （潮位偏差デルを富田ら 5） が提案しており、 三河港におけるコンテナの挙277cm） となるなど各地で既往最大を更新した。 大阪湾沿岸動について再現計算を行い、 風荷重の必要性を示している。

では浸水被害だけにとどまらず、 災害がれきの散乱や火災の富田らが示す通り、 高潮発生時、 暴風 ・ 高潮時における漂流発生も生じた。 また、 大阪湾では、 高潮と暴風によって走錨物挙動計算では、 風の影響を考慮する必要があると考えられする船舶が複数確認されており、 一部の船舶は、 関西空港にる。 さ らに、 関西空港に衝突した船舶のよ う な 漂流物で あれ衝突するなどの被害も発生した。 暴風 ・ 高潮による浸水被害

ば、 流水や風荷重に加え錨や鎖による抵抗等の各種の影響をを予測するだけでは不十分であり、 付随的に発生する漂流物考慮する必要がある。

に対する被害予測を想定することも極めて重要な課題である。

本研究は、 高潮時における漂流物被害の評価を定量的に高潮時の漂流物の挙動を評価することが可能になれば、 事前行える手法の確立を最終目的としている。 ここではその一環とに台風進路予測などを用いて高潮予測と漂流予測を行い、 漂して、 高潮漂流物挙動予測モデルの開発を行い、 2018 年の流影響範囲などの情報を提示することによって、 船舶等の衝台風 21 号で関西空港に衝突した船舶を対象にモデルの妥当突回避などに活用することができると考えられる。

性を検証した。 また、 高潮漂流物予測を行う際には、 高潮の漂流物の挙動を計算する モデル は、 こ れ ま で 各種研究機関で活発に開発されてきた1） ～ 4）。 後藤らは質点モデルに基気象 （風場） や高潮 （流況） の予測も重要である。 台風 21号による高潮再現計算も実施し精度検証を行った。

* 技術本部 中央研究所 総合技術開発第 1 部** 技術本部 先端研究開発センター

312018 年台風 21 号による高潮再現計算と暴風 ・ 高潮時における漂流物の挙動予測モデルの開発～関西国際空港連絡橋へ衝突した船舶を対象に～要があり、 次式 6） で評価した。
TWind flow
Fwind
Wind flow
Wind flow
Fwind
Wind flow
Wind flow
flow
Fwind
FFwindFwindFflow
Water flow
Water flow
Fflow curve
Fflow
Catenary
AnchorchainFflow
Water flow
Waterflow
AnchorCatenary curve
Water flow
Anchor chain

AnchorCatenary
curve Catenary curve
chainAnchor
chain Anchor
Catenary curve
AnchorAnchor
Anchorchain
AnchorFanc.

Fanc.
図－2 高潮時における漂流物挙動解析モデルの概要
Fanc.
Fanc.
F（船舶の場合）
anc.
図－高潮時における漂流物挙動解析モデルの概要
図－21 高潮時における漂流物挙動解析モデルの概要
図－2 高潮時における漂流物挙動解析モデルの概要
図－2 高潮時における漂流物挙動解析モデルの概要（船舶の場合）（船舶の場合）図－2 高潮時における漂流物挙動解析モデルの概要（船舶の場合） （船舶の場合）（船舶の場合）2． 高潮時における漂流物予測モデルの構築

漂流物モデルは、 野島ら用する張力 （kgf ） を示す。 式 （5）、 （6） を用いて船舶の限界抵抗力を算定し、 錨の把駐力と鎖の摩擦力の合力が船舶に作用する外力より大きければ、 船舶は停止とし、 船舶に作用する外力が抵抗力より大きくなれば、 移動開始条件とする。 一度走錨を始め、 さらに大きな外力が作用するとカテナリー部の長さは大きくなり、 そのうち鎖が伸び切った状態になる。 また、限界抵抗力と 釣 り 合 う 外力未満と な った場合は、 鎖の自重によって再び海底に接地することが考えられるが、 このような錨や鎖の複雑な挙動は解析的に求める必要がある。 本研究では、このような複雑な挙動を簡易的に扱うために、 走錨を開始した船舶の高潮漂流計算モデルの概要を図－ 1 に示す。 高潮2）

l = L -�D2 +2 �W x � D（6）
(6)
cha
T
l = L -�D2 +2 � x � D(6)W2chaTT2+2 � x � D (6)（m）、 D は全 (6)ここで、
l =LLは、-�D船舶から伸出している鎖の全長+2 �W x l2�=DL -�DTx
cha +2 �
D Wchal = L -�D�
(6)Wcha
水深と海面からベルマウスまでの長さの和（m）、 T x は鎖に作と同様に質点モデルとした。 外力時点で、 海底面に接する鎖の長さを l = 0 とし、 錨の把駐力のみを考慮した。

は、 海水からの流速と空気の風速を用いた。 また、 錨鎖による係駐力 （錨の把駐力と鎖の摩擦力） を考慮した。 なお、 船
舶に外力が働くと鎖に張力が発生し、 懸垂部 （カテナリーカー

3． 台風 21 号を対象とした高潮再現計算と船舶に作用した荷重の検討ブ） が生じる。 本モデルでは、 カテナリーの長さを考慮した鎖（1） 台風モデル （気象場） の作成の摩擦力を評価できるようモデル化を行った。
dud モデルの運動方程式を以下に示す。
= Fcm + Fcdf + Fcda + Fanc(1)duddt= F + Fcdf + Fcda + Fancρd Vddud
ddt ducm
du= Fdu+ Fρd Vd+ Fcda=+FFcmancρd V ddu+f Fcdf
cmdu+d Fcda + Fanc(1)f d =cdfF Mf dt+- 1�VFcdfd+�Fcda+ Fanc�Fcm =dtρfρVd Vd d dt+ρf �Ccm
(2)
dufdtdt
dt duf dud+ρ �CMf - 1�Vd ��
Fcm = ρf Vd
dudud dt duf f
dt fdudu
dtf dudfFdu
Vd � +ρf- �CMf
�dudu+ρ �C
�-f 1�VFcm = ρf V1d
cmf= -ρ1�Vd d�
dt -dt1�Vd dtdt(2)dt Vf d Mf+ρff �CdMf
�dt�
𝐅𝐅��� = -Fcmρf=Cρdff A�uu��uu
�d dtdtdt(3)
1d f d f2𝐅𝐅��� = - ρf Cdf1Ad �ud - uf ��ud - uf �12𝐅𝐅���𝐅𝐅��� = - 1ρf Cdf A1d �uuf-��uρdf C- u �Ad �ud - uf ��ud - uf �d -=(3)2 d - dfu-ffu��u= - Aρf�u
C A �u- uf �ρa C𝐅𝐅��� = -2𝐅𝐅���da 2 a 1 dfd - dua �|uda| d(4)2𝐅𝐅��� = - ρa Cda1 Aa �ud - ua �|ud - ua |12
ρ C-dau A| a �ud - ua �|ud - ua |
�u𝐅𝐅��� = - ρa Cda A1a 𝐅𝐅
���-=u- �|u(4)2𝐅𝐅��� = - ρa Cdda Aaa2�uadd - uaa �|ud - ua |2

高潮は気圧の低下による吸い上げと風の吹き寄せによって生ρd Vd

(1)
(2)
(3)
(4)

(1)
（1）(1)(2)（2）(2)(3)（3）(3)(4)（4）(4)じる。 高潮計算には、 気象場 （気圧場、 風速場） を作成する必要がある。 本検討では、 台風 21 号の気象場を、 経験台風
r0=Pc +∆Pexp
�- �モデルのP�r�
Myersの式を用いて作成した。
(7)r0r
P�r� =Pc +∆Pexp �- � r(7)r00r
�- �r0P�r� =Pc +∆Pexp �- P�r�
� =Pc +∆Pexp（7）(7)(7)rr
P�r� =Pc +∆Pexp
�- �(7)r
ここで、 r は台風中心からの距離、 P（r） は地点における気圧、
P c は台風中心の気圧、 ∆P は台風の中心示度、 r 0 は台風半径 （最大旋衡風速半径） である。 この式は、 台風の気圧を入力値とすることで、 風速と気圧の分布を作成することができる。
台風経路および中心気圧は気象庁の公表データ 7）より設定した。

ここで、 u d、 u f、 u a は、 高潮漂流物の移動速度 （m/s）、 水の台風の大きさ （半径） は既往の推定式 8） を用いた。 推定式は、流速 （m/s）、 空気の風速 （m/s）、 ρ d、 ρ f、 ρ a は高潮漂流物、過去台風の実績から構築されており、 台風の大きさを平均的に水、 空気の密度 （kg/m3）、 V d は高潮漂流物の没水部分の体よく一致することができるものの、 個々の台風でのばらつきは

3積 （m ）、 A d は流水方向に対する高潮漂流物の没水部分の2投影面積 （m ）、 A a は風向に対する高潮漂流物の非没水部分2生じる。 そこで本検討では、 今次発生した台風の観測値 （気圧、 風向 ・ 風速） を再現できるように、 算出された台風の大きの投影面積 （m ）、 C M f は付加質量係数、 C d f 、 C da は水と空さに補正係数を乗じた。 補正係数は試行錯誤によって決定し、ud
気の抗力係数である。
錨と鎖による 抵抗力は参考文献 6） に倣Fanc = (Wanc λanc + Wcha λcha l )
ud(5)
|ud |
い、 海底面での錨の把駐力と鎖の摩擦力で評価する。
F =(W λanc + Wcha λcha l )ud anc(5)|ud | uancd(Wlanc- cha λcha
Fanc = (WancuλdFanc) λanc + Wcha λcha l )anc+=W(5)(5)|u(Wanc|uλanc
Fdanc| = d | + Wcha λcha l )(5) （5）|ud |最終的に 1.2 を採用した。 また、 台風の吹き込み角について

ここで、 λ anc は錨の把駐係数、 λ cha は鎖の摩擦係数、 W anc はも同様にチューニングを図り 40 度とした。 Myers の式より得られた風速から海上風 10m への変換係数 9） は 0.65 とした。
（2） 高潮再現の計算条件

錨の重量 （t）、 Wcha は鎖の単位長さ当たりの水中重量 （t/m）、高潮シミュレーションモデルは、 非線形長波式にコリオリ力、l は海底面に接する 鎖の長さ （m） を示す。 船舶に外力が作気圧によ る吸い上げ、 風によ る 海面摩擦、 砕波に伴う Wave用すると鎖に張力が発生し、 カテナリーカーブが生じる。 カテ

Set-up を考慮したモデルを用いた。 式 （8） ～ （10） に連続ナリー長さを除いた海底面に接地する鎖の長さ l を算定する必式と運動方程式を示す。

32

こ う えいフ ォ ー ラ ム 第 28 号 / 2020 . 5

dx:30mdx:810m

・Area Calc.

・Depth (m)関西空港

dx:2430m
図－ 2 計算領域 ・ 計算格子間隔および台風経路∂η ∂M ∂N
項目表－ 1 計算条件一覧 条件++ =0（8） (8)∂t ∂x ∂y
領域 1:2,430m (720×540)∂η ∂M∂M∂N ∂ M2
項目∂ MN
領域 2: 条件810m (1496×986)
計算領域：+ =0+(8)∂t ∂x ∂t∂y+ ∂x ቆ D ቇ + ∂y ൬ D ൰(686×656)
計算格子幅3:270m(720×540)
領域 1: 領域
2,430m(9)1 ∂Sxx ∂Sxy
∂M ∂ M2∂ ∂ηMN D ∂P 1（分割数）
4:90m (896×806)(1496×986)
領域 2: 領域810m
計算領域：+ ሺτsx -τbx ሻ- ቆ+
ቇ （9）+ ቆ =fN-gD
ቇ+ ൬ -൰∂yρw ∂x∂t ∂x D∂y ∂xD ρw ∂x ρw
5:30m (1136×1196)(686×656)
計算格子幅
領域 3: 領域270m(9)非線形長波式（コリオリ力、気圧吸い∂S∂ηD∂P
11∂S（分割数）
xy
領域 4:90m (896×806)
xx2 -τ ሻ基礎方程式
ሺτ=fN-gD+
ቇ+ቆ∂N∂
MN∂
Nsx bx∂yρw ∂x+∂x ൬ρ ∂x
൰ + ρwቆ ቇ領域 5: 上げ、吹き寄せ考慮）
30m (1136×1196)∂t ∂x wD
∂y D
計算手法
リープフロッグ法、スタッガード格子
非線形長波式（コリオリ力、気圧吸い(10)2 D ∂P
基礎方程式
1 ∂Sxy ∂Syy
1
∂N ∂ MN∂ N∂η上げ、吹き寄せ考慮）+ ൬ =-fM-gD
൰ + ቆ ∂yቇ- ρ ∂y + ρ ൫τsy -τby ൯ ρ ቆ ∂x + ∂y ቇ （10）「南海トラフの巨大地震モデル検討∂t ∂x D
∂y D
水深条件w
w
w
会」データ
計算手法
リープフロッグ法、スタッガード格子(10)∂η D ∂P 1
1 ∂Sxy ∂Syy+
ቇ=-fM-gD + ൫τsy -τby ൯ ቆ粗度係数
一律 0.025「南海トラフの巨大地震モデル検討
ρw はここで、 η は静水面からの水位変化量、∂y∂y ρw ∂y ρw
ρw g∂xは重力加速度、
水深条件
会」データ
海水の密度、 P は海面での大気圧、 f はコリオリ係数、 D は全経路、気圧気象庁 7) より整理
粗度係数
一律 0.025
水深である。 τ sx、 τ sy は海面せん断応力、 τ bx、 τ by は底面せん断
台風半径
算定式 8) より推定
応力、 S xx、 S xy および S yy は ラディ エーシ ョ ンス ト レス で あ る。
経路、気圧
気象庁 7) より整理
潮位条件
T.P.+ 0.50m
底面せん断応力はマニング則で評価し、 海面せん断応力は本台風半径算定式 8) より推定
多 ・ 光易による式 9） で評価した。

潮位条件

T.P.+ 0.50m

計算に用いる地形データ等の条件は次の通りに設定した。 大阪湾における計算領域、 計算格子間隔は内閣府の 「南海トラフの巨大地震モデル検討会」 の水深メッシュデータに基づいて設定した。 外洋では 2,430m の計算格子間隔を設定し、 810m（日本列島周辺）、 270m （瀬戸内海周辺）、 90m （大阪湾周辺）、30m （関西国際空港周辺） というように 1/3 ずつ計算格子の小さく した 計算領域を設定した。 各領域間は流量と水位で接続（ネス ティ ング） し高潮計算を行った。 計算領域、 水深データの一例を図－ 2 に示す。 図中には台風経路と中心気圧も合わせて示している。 沖合は自由透過条件、 陸域は完全反射境界とし、 海域の粗度係数は 0.025 とした。 初期潮位は台風が関西空港に最接近した時刻における潮位 T.P.+ 0.50m （淡輪検潮所に おける 9 月 4 日 14 時の天文潮位） と し た。 計算開始時刻は、 台風が関西空港に最接近した 9 月 4 日 14 時から 41時間前の 9 月 2 日 21 時とした。 その他計算条件の一覧は 表－

図－ 3 実績値と計算値の比較地点 （各種観測所位置）

1 に示す通りである。 計算結果は、 図－ 3 に示す各種気象台、検潮所における、 気圧、 風速、 潮位偏差の実測値と比較した。
33

2018 年台風 21 号による高潮再現計算と暴風 ・ 高潮時における漂流物の挙動予測モデルの開発～関西国際空港連絡橋へ衝突した船舶を対象に～について比較した結果を示す。 実績値では、 どの検潮所でも、台風の接近により 9 月 4 日 12 時まで緩やかに潮位が上昇して10101000いる。 台風接近に伴い気圧が低下することによって潮位が上昇

Pressure（hPa）

990980しているためだと考えられる。 12 時以降は急激に立ち上がって970おり、 強い風による吹き寄せの効果によるものと考えられる。 本960

計算結果は、 このような傾向を実績値と同様に示しており、 波

950

Obs.(Osaka)Cal.(Osaka)

940
930
9/3
9/4
12:00 16:00 20:00 0:00

4:00

8:00

12:00 16:00 20:00

9/5
0:00

4:00

8:00

Date

124cm と なっており、 計算結果では、 126cm、 285cm、186cm、の検潮所と比較して精度が劣る。 Myers の式で台風の形状を80Wind Velocity（m/s）

輪、 大阪、 神戸、 洲本でそれぞれ 124cm、 277cm、 181cm、104cm となり全体として再現性は高い。 洲本については、 他(a) 大阪気象台における気圧変化の比較

70形を良好に再現している。 ピーク値においては、 実績では淡正円として仮定していることと、 山地による風向風速の影響がCal. (Kanku-jima)Obs. (Kanku-jima)

60

考慮されていない為であると考えられる。 しかしながら、 本検討

50は、 高潮漂流計算の外力として用いる関西空港周辺の水位や40流速の変化を推定することを重視しており、 淡輪から大阪にか30けての再現は十分であると判断できる。

20以上の結果から、 本計算結果が大阪湾において、 台風 21 号

100
9/3
9/4
12:00 16:00 20:00 0:00

4:00

8:00

12:00 16:00 20:00

Date

9/5
0:00

通過時における気象や潮位変化を概ね再現できていることが4:008:00確認された。

(b) 関空島における風速変化の比較（5） 船舶に作用した潮位 ・ 流速および荷重の影響
図－ 4 気象条件の比較

図－ 7 に再現計算より得られた関西空港周辺の潮位 ・ 流速の経時変化を示す。 9 月 4 日 13 時ごろに急激に潮位偏差が大きくなりピーク時には 150cm 程度であったと推定した。 流速（3） 台風モデル （気象場） の検証についても潮位と同様となっており、 13 時頃に立ち上がり始め

図－ 4 に気圧と風速の経時変化について実測値と比較した結て、 ピーク時には 0.9m/s 程度 （14 時 10 分） となっている。

果を示す。 大阪気象台における気圧の経時変化については、また、 潮位のピーク時間は、 流速のピーク時間よりも遅れてき

台風通過後の 9 月 4 日 20 時以降では過大評価となっているていることが確認された。

が、 接近からピーク時直後までは良好に一致している。 関空島

風と海水の影響評価を行うため、 式 （3）、 （4） の抗力式をにおける風速の比較では、 実測値に対して計算結果ではピー用いて船体に作用した荷重を試算した。 船体の速度は 0.0m/s

ク値が 5 m/s 程度過少評価となっている。 本検討では、 台風と仮定し、 当時の気温や気圧から空気の密度 1.20kg/m3、 海の大きさや風速を Myers の式で簡易推定しており、 山地の風

水の密度 1025.00kg/m3 とした。 最大風速 45m/s、 最大流速

向風速変化を考慮していない為、 観測値と誤差が生じていると0.9m/s、 抗力係数 Cdf、 Cda をそれぞれ 1.0 とすると、 当時船考えられる。 しかしながら全体の波形は概ね再現していること

舶に作用した荷重は、 単位面積当たりで風による荷重が 1.20が確認できた。 これらの結果より大阪湾周辺における気象状況

kN/m2、 海水による流体力は 0.41kN/m2 となった。 当時の状は概ね再現されており、 高潮計算に用いる外力として適切に設況においては風の影響は海水の約 3 倍程度あったものと推定定されていることを確認した。

された。
以上の検討により、 船舶に作用した流速、 潮位変化を推定（4） 高潮再現計算の検証
図－ 5 に本計算結果より得られた各時刻における高潮による潮位偏差分布の一例を示す。 大阪湾に接近する台風 （13 時した。 さらに、 船舶に作用した荷重の影響について明らかにした。 これらの結果を踏まえて、 高潮漂流計算モデルの構築と漂流物計算を実施した。

30 分） は、 吸い上げ効果により 80cm 程度の潮位上昇が生じている。 大阪湾に位置する頃 （14 時 00 分） には、 風の吹き寄せによって大阪湾内の湾央から湾奥にかけて潮位が上昇している。 台風が大阪湾を通過した後 （14 時 30 分） も、 風の吹き寄せ効果によって水位上昇が続き最大潮位となることが確認された。
図－ 6 に大阪湾内に位置する検潮所の潮位偏差の経時変化
34

4． 船舶の高潮漂流計算の検討（1） 高潮漂流計算の条件
高潮漂流計算の対象とした船舶の諸元は、 運輸安全委員会の報告書 10） （以下 「経過報告書」 という。） に基づき船の重量2,591t、 全長 89.95m、 幅 15.80m とし、 喫水は船首側と船こ う えいフ ォ ー ラ ム 第 28 号 / 2020 . 513：30

14：00

η(m)

14：30

図－ 5 潮位偏差分布の経時変化

400

500

Cal. (Tannowa)
Obs. (Tannowa)

Sea level departure （cm）

Sea level departure （cm）

500

300
200
1000-100 9/3
9/4
12:00 16:00 20:00 0:00

4:00

9/5
8:00 12:00 16:00 20:00 0:00

Date

(a)

400

300
200
100
0300
200
100
0
9/5
8:00 12:00 16:00 20:00 0:00

Date

(c)

9/5
8:00 12:00 16:00 20:00 0:00

Date

(b)

Cal.（Kobe）
Obs. (Kobe)

4:00

4:00

淡輪
500

-100 9/3
9/4
12:00 16:00 20:00 0:00

Cal.(Osaka)Obs. (Osaka)-100 9/3
9/412:00 16:00 20:00 0:00

8:00

Sea level departure （cm）

Sea level departure （cm）

500

4:00

400

4:00

400

8:00

4:00

8:00

大阪

Cal. (Sumoto)Obs. (Sumoto)

300
200
100
0-100 9/3
9/4
12:00 16:00 20:00 0:00

8:00

4:00

神戸

4:00

9/5
8:00 12:00 16:00 20:00 0:00

Date(d)洲本

図－ 6 潮位偏差についての経時変化の比較

400
350

Sea level departure （Cal.）
Velocity (Cal.)

1.2
0.8
Velocity（m/s）

Sea level departure （cm）

500
450

300
250

0.4

200
150

0100
50

-0.4

-50
0
9/3
9/4
9/5
12:0016:0020:00 0:00 4:00 8:00 12:0016:0020:00 0:00 4:00 8:00

-0.8Date

図－ 7 関西空港周辺における潮位 ・ 流速の経時変化尾側の平均値である 3.3m とした。 海面より上部の空気の受圧面積は船舶の写真より判読して整理した。 図－ 8 にタンカーのモデル化図を示す。 船舶を矩形でモデル化しているが、 水面上の形状は 2 つに分けて矩形モデル化した。 抗力算定に用いる荷重受圧面積は、 記録されている船体の向き と、 計算に用いる外力の風向 ・ 流向の関係から算定した。 錨の重量は経過報告書に基づ き 2,460kg と し、 鎖の全長は 210m と し た。
関西空港周辺の海底は泥質であ るため、 参考文献 6） を 参考に静止時および走錨中の錨の把駐係数は 3.0 と 1.5 とし、 鎖の摩擦係数は 1.0 とした。 水の密度、 空気の密度、 抗力係数Cdf、 Cda は 「 3. （3） 船舶に作用した潮位 ・ 流速および荷重の影響」 の検討条件と同じ値であり、 計算時刻は 9 月 4 日 12 時
～ 14 時ま で と し 、 初期位置は経過報告書に記載されて いる35

2018 年台風 21 号による高潮再現計算と暴風 ・ 高潮時における漂流物の挙動予測モデルの開発～関西国際空港連絡橋へ衝突した船舶を対象に～

図－ 8 タンカーのモデル化
表－ 2 船舶の漂流計算の検討ケース
ケース
ケース
ケース
111222333444

流速
流速流速考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮

風速
風速
風速なし
なし
なし
考慮
考慮
考慮なし
なし
なし
考慮
考慮
考慮

錨鎖の抵抗
錨鎖の抵抗
錨鎖の抵抗なし
なし
なし
なし
なし
なし
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮
考慮（2） 検討結果
図－ 10 に本計算結果から得られた各ケースにおける船舶の挙動の比較結果を示す。 赤矢印が実際の走錨経路を示している。 図－ 9 よ り、 関西空港に台風が最接近する 13 時 00 分
ごろまでは、 南西向き流速、 風速が発生していた。 流速について は、 0.0 ～ 0.2m/s 程度、 風速は 20m/s 程度で あ っ た。
その た め、 錨 鎖 の 抵 抗 を 考 慮 し て い な い ケ ー ス 1 （ 緑 色 ）、2 （青色） は、 解析開始直後に小さい流速、 風速でも動き始め、 この向きの風速と流速に合わせて移動した。 最接近後の図－ 9 解析に用いた流速 ・ 流向、 風速風向

12 時 50 分以降、 風向 ・ 流向の変化 （北東方向） に伴い、船舶は北東方向に経路を変更しながら移動した。 流速のみと錨鎖の抵抗を考慮したケース 3 （紫色） では船舶は初期位置から動かない結果となった。 「（5） 船舶に作用した潮位 ・ 流速AIS 記録に基づき設定した。 高潮漂流物は陸上または関西空の影響」 でも示した通り、 風荷重に比べて流速による荷重は港の連絡橋に到達した段階で停止条件とした。

小さいためであると考えられる。 風速 ・ 流速および錨鎖のすべ

高潮漂流計算の外力には、 関空島の実績風速と高潮再現計算で得られた関西空港周辺の流速データを用いた。 図－ 9 にてを考慮したケース 4 （黒色） では、 実際の経路と最終位置が概ね一致した。

流速、 風速およびそれぞれの向き経時変化を示す。 カテナリー

図－ 11 にケース 4 における計算結果と実績の速度の経時変カーブを求める際の全水深は、 再現計算より得られた潮位偏差化を示す。 実績では緩やかに走錨速度が上がっていったが、の経時変化を与えた。 本検討では、 流速、 風速、 錨鎖の抵抗計算結果では移動開始時間が遅い。 また、 走錨開始とともにが漂流物の挙動に与える影響等を比較するため、 表－ 2 に示実測値を上回る速度で上昇していることが確認された。 これは、すケースを実施した。 ケース 1 は津波漂流物計算モデルと同様走錨直後に鎖の摩擦力を 0 と仮定しているためであると考えらに、 海水による荷重、 ケース 2 は海水と風の荷重を考慮した。

れる。 今後、 この点については、 流速や加速度の関数としていずれのケースも錨鎖を考慮していないケースである。 ケース表現するなどの改善が必要であると考えられる。 衝突時の速度

3、 4 はケース 1、 2 の荷重条件と同様であり錨鎖を考慮した場や停止時間については、 計算結果と実測値は概ね一致してい合のケースになる。

ることを確認した。
以上の計算結果から、 本論文は高潮時における漂流物の挙36こ う えいフ ォ ー ラ ム 第 28 号 / 2020 . 5

本検討では、 風と錨鎖の抵抗力に着目して検証を進めた。
また、 大阪湾内では波の影響が少なかったことからモデル化を省略した。 今後は、 外力に波の影響を考慮することや、 カテナリー部の錨鎖の挙動の改善、 船舶の回転等を考慮したモデルの開発を行っていく予定である。 さらに、 気象庁などが発信する台風情報と連携して高潮予測と漂流予測を行い、 漂流影響範囲などの具体的な防災情報を、 港湾事業者や沿岸自治体に提示できるように開発を行っていきたいと考えている。
参考文献
1） 後藤智明 ： 津波による木材の流出に関する計算、 海岸工学講演
会論文集、 vol.30、 pp.594-597、 1983
2） 野島和也、 櫻庭雅明、 小園裕司 ： 水没を考慮した実務的な津波図－ 10 各ケースの高潮漂流物の経路

漂流物による被害リスク算定、 土木学会論文集 B2 （海岸工学）、
Vol.70、 No.2、 pp.I_261-I_265、 2014

6.00

3） 許松、 鴫原良典、 多田毅、 林建二郎 ： 津波による船舶群の漂流・Cal.

Speed of the tanker (m/s)

5.00

Obs.

（海岸工学）、 Vol.71、 No.2、 pp.I_277-I_282、 2015

4.00

4） 小園裕司、 高橋智幸、 桜庭雅明、 野島和也 ： 複数の移動形態を3.00

考慮した災害がれきの発生 ・ 移動予測モデルの開発、 土木学会論文集 B2 （海岸工学）、 Vol.72、 No.2、 pp.I_439-I_444、 2016

2.00

5） 富田孝史、 廉慶善 ： 風応力を考慮した漂流物モデル、 土木学会

1.00
0.00

座礁に関する水理実験と数値モデルの検証、 土木学会論文集 B2

論文集 B2 （海岸工学）、 Vol.67、 No.2、 pp.I_316-I_320、 2011
12:00

12:20

12:40

13:00

13:20

13:40

14:00

14:20

14:40

15:00

Time

図－ 11 船舶の走錨速度の比較

6） 本田啓之輔 ： 操船通論、 成山堂書籍、 pp.103-130、 1998
7） 気象庁、 台風第 21 号による暴風 ・ 高潮等平成 30 年 （2018 年）
9 月 3 日 ～ 9 月 5 日 （ 速 報 ） https://www.data.jma.go.jp/
obd/stats/data/bosai/report/2018/20180911/jyun_sokuji

動を正確に把握するためには、 風の影響と錨鎖などの抵抗力を正しく評価する必要があることを明らかにした。 開発したモデルは、 改善の余地があるものの実際の船舶の挙動を再現した。
台風接近 ・ 高潮発生時に船舶の漂流挙動を予測することが可能であり、 衝突回避などで有用性があることを明らかにした。

20180903-0905.pdf.、 参照 2019-03-01
8） 加藤史訓 ： 高潮危険度評価に関する研究、 国総研資料、 第 275号、 10p、 20059） 本多忠夫、 光易恒：水面に及ぼす風の作用に関する実験的研究、
海岸工学論文集、 第 27 巻、 pp.90-93、 1980
10） 運輸安全委員会、 船舶事故調査の経過報告について （2019 年

5． おわりに04 月 25 日以降最終報告公表の為、 閲覧不可）、 https://jtsb.
mlit.go.jp/jtsb/ship/detail.php?id=10871、 参照 2018-12-20

本検討では、 風と錨鎖の影響を考慮した高潮漂流計算モデ
ルを開発した。 また、 2018 年台風 21 号の大阪湾における高潮再現計算を実施し、 再現性の確認を行った。 さらに船舶を対象に再現計算とケーススタディを実施しモデルの検証を行った。 その結果、 以下の知見が得られた。
●

大阪湾の気象および高潮を概ね再現することを確認した。

●

船舶に作用した海水による力と風による力を評価し、 高潮時には風の影響に加えて錨鎖の抵抗力を考慮する必要があることを示した。

●

提案したモデルは、 実績の挙動を概ね再現可能である
こ と を示した。 高潮予測と組み合わせることでどの程度漂流するのか定量的な情報を発していくことが可能であり有用性は高いと考えられる。
37