自然災害科学 J. JSNDS 39 特別号 33 -43（2020 ）

令和元年 8 月豪雨によって決壊した佐賀県小城市におけるため池の被災メカニズムに関する一考察
神山 惇1・藤本 哲生2・末次 大輔1A study on dam break of reservoir in Ogi city, Saga prefecturecaused by the heavy rain event of August 2019
Atsushi KOYAMA1, Tetsuo FUJIMOTO2 and Daisuke SUETSUGU1
Abstract
In August 2019, heavy rainfall was recorded primarily in the Northern Kyushu region.
Consequently, several reservoirs in Fukuoka and Saga prefectures were damaged. In particular,
the embankment of the Nishibun Reservoir in Ogi city was broken. The purpose of this study is
to elucidate the failure mechanism of this reservoir in Ogi city. For this purpose, the presenceof overﬂows was inferred using a rational formula, and the stability of the embankment slopeof the reservoir was evaluated, considering heavy rainfall. Seepage ﬂow was analyzed using
Finite element modelling, through non-steady saturated–unsaturated seepage flow analyses.
Furthermore, stability analyses of the slope downstream of the embankment were conductedusing modiﬁed fellenius method. As a result, sliding failure of the slope toe at the downstreamside, caused by the increase in seepage due to rainfall, was inferred to be the primary factor
influencing the failure of the embankment. Moreover, this sliding failure of the slope wasinferred to have extended toward the upstream side due to the instability of the embankment.
キーワード：令和元年 8 月豪雨，ため池，決壊，安定解析
Key words:

The heavy rain event of August 2019, Reservoir, Dam break, Stability analysys

1 ．はじめに

河川の氾濫や土砂災害など甚大な被害が発生し令和元年（2019年）8 月26日から 8 月29日にわた。農地・農業用施設においても被害が生じておたり，前線により形成された線状降雨帯の影響にり，中でもため池については福岡県および佐賀県

より九州北部地方において記録的な豪雨となっにおいて44箇所に被害が生じた2）。このうち，佐た 。この豪雨により，主に佐賀県および長崎県

賀県では20箇所のため池に被害が生じ，小城市でにおいて観測史上 1 位となる雨量が観測され ，は1 箇所のため池が決壊した 3）。小城市にあるた

1

2

1）

1）

宮崎大学工学部
Faculty of Engineering, University of Miyazaki

33

大阪工業大学工学部
Faculty of Engineering, Osaka Institute of Technology

34

神山・藤本・末次：令和元年 8 月豪雨によって決壊した佐賀県小城市におけるため池の被災メカニズムに関する一考察

め池では，今回の豪雨により 7 箇所で被害が発生性が高いため池が全国に数多く存在する。

した。著者らは，その内 6 箇所のため池について

そこで，本研究では西分第 1 ため池の堤体の室被害状況を調査している 。本研究では，これら内土質試験，河川における洪水のピーク流量の推のため池の内，決壊が生じた西分第 1 ため池の被算に一般的に使用されている合理式に基づいた貯災メカニズムについて検討した。その他のため池

水位の推定および降雨浸透を考慮した堤体の安定の被災状況については，文献 4 ）を参照されたい。

解析を実施し，豪雨時における越流発生の有無のこれまでにも，多くの豪雨災害によって，全国判定および堤体下流法面の安定性を評価し，ため

4）

各地でため池が被災している例えば5, 6）。豪雨による池の決壊メカニズムの分析を行った。

ため池堤体の被災形態は大きく 3 つのパターンに分けられる7）．それらの概要は以下とおりである。

2 ．佐賀県における降雨状況①貯水位の上昇によって堤体内の間隙水圧が上昇

佐賀県では，2019年 8 月27日から28日にかけてし，パイピングホールが形成あるいは拡張される

局地的に猛烈な雨や非常に激しい雨が降り，記録「浸透破壊」。②貯水および降雨浸透による堤体内的短時間大雨情報が唐津市，多久市，佐賀市およの間隙水圧および飽和度が上昇し，堤体のせん断

び小城市などで発表された1）。また，この一連の抵抗が減少することで，下流側法面にせん断破壊

降雨により県内各地の 1 時間降水量などの観測値が生じる「すべり破壊」。③貯水位が堤頂を越え，が観測史上 1 位となった1）。

越流水によって堤体が浸食されることで破壊が生じる「越流破壊」。

図 1 に，気象庁「佐賀」観測所における 8 月26から29日までの 1 時間および積算降水量の経時

上記 3 つの事象が個別に生じてため池が被災し変化を示す9）。前述したように 8 月27日の午後かたケースも存在するが，実際の被災現象では，こら28日の午前中にかけて連続した降雨がみられ，れらの事象が複合的に作用し，最悪の場合，決壊

1 時間降水量が40 mm を超える激しい雨が 3 回，に至ると考えられる。

そのうち 1 回は100 mm を超える猛烈な雨が発生

ため池の決壊は，貯水による浸透力によって，していたことがわかる。また，その積算降水量は堤体が押し流されることで生じるといえる。すな

484.5 mm であり，図 1 に比較として示した同観

わち，浸透力と堤体自重の均衡が崩れることで生測所の2017年九州北部豪雨における 1 時間降水量

じる。決壊に至る要因は様々である。例えば，越と積算降水量を大きく上回る降雨であったことが流が生じて法面が浸食され，堤体断面が減少し貯わかる。

水によって決壊するケースもあれば，下流側法面の崩落が先行して生じ，堤体断面が減少した結果，背後の貯水によって決壊するケースも考えられる。

3 ．西分第 1 ため池の被害状況
西分第 1 ため池は，第 2 ため池との親子ため池
であり，第 1 ため池が上流側に位置している。脊

ため池の被災要因については，これまでにも多振山地南縁の谷筋に位置する谷池であり，基盤にくの現地調査による事例が報告されているが，堤は古生代〜中生代の花崗岩が分布している。第体の決壊メカニズムについて詳細に検討された研1 ため池は堤高6.7 m，堤長65.0 m，貯水量12,500

究例は数少ない 。特に，決壊したため池につい

m3，常時満水位は EL56.74 m，堤体の余裕高は1.37ては，決壊断面の堤体が喪失していることから，

m である。堤体の型式は均一型，築造年は不明

現地の状況だけで決壊に至るまでの過程を断定す

である。

8）

るのは難しい。また，近年ではため池の老朽化が

写真 1 に，第 1 ため池の堤体の決壊状況を示す。

指摘されており，適切な維持管理がなされていな

まず，第 1 ため池については，堤体の右岸側ア

いため池では，堤体土の強度低下や耐浸食性の低バット（堤体端部）付近が約20 m にわたり決壊し，い土で堤体が構築されているなど，被災する可能

貯水および崩壊土砂が直下流の第 2 ため池の貯水35

自然災害科学 J. JSNDS 39 特別号（2020 ）

図1

写真 1

1 時間および積算降水量の経時変化（2019年 8 月26日から29日まで）9）

写真 2

西分第 1 ため池の堤体の決壊状況

池に流入した。第 1 ため池の堤頂部には明瞭な越洪水吐の損壊状況していた。

流痕は見られなかったが，写真 2 に示すように左岸側に設けられたコンクリート製の洪水吐（幅1.3m ×高さ1.0 m）の一部が激しく損壊していたこ

4 ．西分第 1 ため池の地層構成および堤体土の物理的・力学的性質とから，洪水吐の流下能力を超えるような貯水の4. 1流出が生じていたと推察される。なお，第 1 ため

図 2 に，平成29年に実施されたボーリング調

堤体および基礎地盤の地層構成

池の堤体決壊部の土質を観察したところ，まさ土

査結果による西分第 1 ため池の標準断面図を示（細粒分混じり砂）が分布していた。前述したよす。堤体は上部盛土 Bs2と下部盛土 Bs1に大別さうに当該池の周辺には花崗岩が広く分布している

れ，上部盛土の N 値は 2 〜 7 ，下部盛土の N 値ことから，第 1 ため池の堤体は近隣の土取り場かは 4 〜 9 であり，堤体全体の N 値は比較的小さら採取したまさ土により構築されたものであるといといえる。堤体の下位には，沖積粘性土層 Ac（N推察される。また，第 2 ため池については，貯水

値 3 ），砂質土層 As（N 値 4 ），礫質土層 Asg（N

池に第 1 ため池から流入した崩壊土砂が厚く堆積

値12）が分布しており，基盤岩は風化花崗岩（WG1：

36

神山・藤本・末次：令和元年 8 月豪雨によって決壊した佐賀県小城市におけるため池の被災メカニズムに関する一考察

図2

西分第 1 ため池の堤体の標準断面図

砂質土，WG2：軟岩）である。
4. 2

堤体土の物理的および力学的性質

西分第 1 ため池から採取した土試料に対し，粒度試験，密度試験，液性限界・塑性限界試験，締固め試験を実施した。また，写真 3 に示すように，
上部盛土および下部盛土の崩壊箇所の表層付近から不撹乱試料を採取し，不撹乱状態の堤体土の密度を測定した。
表 1 に，上部および下部盛土の物理特性と不撹
乱試料採取時の自然含水比 wn，乾燥密度 ρdn を示す。なお，ρdn はサンプラーの体積と土試料の質量から算出した。図 3 に各堤体土の粒度分布を示す。いずれの堤体土も砂分を主体とする砂質土である。上部盛土の方が，下部盛土に比べて細粒分

写真 3

土試料の採取箇所

が37.4％と比較的多く含まれている。粒度分布に若干の違いがみられる他，上部盛土は Ip＝19.7とように，上部盛土の堤体土は粒径幅が広いためと塑性を有する土であるが，下部盛土は非塑性であ考えられる。

る。

図 4 には各堤体土の wn および ρdn をプロット

図 4 に各堤体土の締固め曲線を示す。地盤工している。また，前掲の表 1 には不撹乱状態の乾学会が定める締固め試験の必要土量が確保でき燥密度 ρdn を用いて算出した原位置の堤体の締固なかったため，著者らが考案した高さ10 cm，直め度 Dcn も記載している。下部盛土は Dcn＝91％

径 5 cm の小型モールドおよび重さ1.5 kg のランであるが，上部盛土は Dcn＝73％と現行の設計指マーによる締固め試験を実施した10）。この際，締針11）に示されている品質管理値 Dc≧95％を大き固めエネルギーは550 kJ/m に設定した。図 4 よ

く下回っている。したがって，本ため池の堤体がり，上部盛土の締固め曲線は比較的鋭角であるが，まさ土で構築されており，堤体の締固めが十分で下部盛土の締固め曲線はなだらかな形状を示して無かったことも決壊要因の一つであると考える。

3

いる。これは，表 1 の曲率係数 Uʹc からもわかる37

自然災害科学 J. JSNDS 39 特別号（2020 ）

図3

図4

粒径加積曲線表1

締固め曲線

土試料の物理特性および不撹乱状態の初期状態量

地層名

ρs（g/cm3）

IP

Uc

Uʼc

Fc
（％）

土質分類

wn
（％）

ρdn
（g/cm3）

Dcn
（％）

上部盛土

2.701

19.7

52.4

1.56

37.4

SF-G

38.9

1.143

73

下部盛土

2.741

NP

53.0

4.83

22.6

SF

24.1

1.452

91

5 ．決壊メカニズムの検討と考察のピーク値を選定し（図 5 中の〇で囲まれた降水西分第 1 ため池の洪水吐の被災状況から，豪雨

量），それぞれの降水量に対して，土地改良事業

時に越流が生じていると推察される。そこで， 8

設計基準・設計「ダム」に示される式（ 1 ）の合理

月豪雨時の降雨データと合理式に基づき，貯水位式を用いて洪水ピーク流量 Qp を算出した14）。波を推定し，越流発生の有無を判定する。さらに，形の形状は単峰型とした。

貯水位の変動と降雨の浸透を考慮した堤体下流面（1）の安定解析を行い，すべり破壊の観点から堤体決壊の発生メカニズムについて考察する。なお，以Qp：洪水ピーク流量（m3/s）

下に示す貯水位の算出および安定解析手法につい

re： 洪水到達時間内の流域平均有効降雨強度ては，文献12），13）において，平成30年 7 月豪雨で下流面にすべり破壊が生じたため池に対して（mm/h）
A： 流域面積（km2）

著者らがその適用性を検討したものである。
5. 1

ため池の貯水位の推定方法

令和元年 8 月豪雨時における西分第 1 ため池の変動する貯水位を以下の方法で推定する。貯水位

平均有効降雨強度 re は式（ 2 ）に示す物部の手法を用いた14）。
re＝r×fpの推定に用いる降雨波形は，ため池の南西約10

r： 観測最大降雨強度（mm/h）

km に位置する気象庁佐賀観測所の 8 月27日 5 時

fp： ピーク流出係数＝0.85（2）

から 8 月28日11時までの1800分間における10分間
降水量データ9）を用いた。降雨強度は 1 時間降水量を用いた。
対象期間内で観測された 1 時間降水量の複数

洪水到達時間 tp は，式（ 3 ）に示す角屋・福島の式を用いた14）。

38

神山・藤本・末次：令和元年 8 月豪雨によって決壊した佐賀県小城市におけるため池の被災メカニズムに関する一考察

図5

解析対象期間の10分間および 1 時間降水量の経時変化

tp＝C×A0.22×re−0.35

（3）

（6）

tp： 洪水到達時間（min）
C： 流域の土地利用形態に応じて異なる

B： 洪水吐の流路幅＝1.3 m

定数＝290

Hd：越流水深（m）
C： 流入係数＝0.821

上記の方法により算出した Qp および tp から，
文献14）に示される式（ 4 ）および式（ 5 ）を用いて，式（ 1 ）〜（ 6 ）は，いずれも農林水産省農村振任意の時刻に対する洪水流量 Qd を便宜的に求め興局が監修する設計指針・基準11, 14）に示されていた。水位上昇時とは，任意の時刻から tp に到達る。

するまでの期間であり，水位下降時は，tp 以降の期間のことを意味する。

5. 2

非定常飽和－不飽和浸透流解析およびすべり安定解析

（4）

本研究で実施した非定常飽和−不飽和浸透流解
析は，図 6 に示す二次元 FEM モデルを用い，貯水位変動（10分刻み）と同時刻の10分間降雨量を（5）与え，堤内浸潤線の経時変化を求めた。境界条件
は図 6 に示すとおりであり，解析に使用したプロ（min）tu： ハイドログラフ立上り時刻からの時間

グラムは，SAUSE Ver.4.0である。このプログラ

td： ハイドログラフピークからの時間（min）

ムにおける飽和−不飽和浸透流解析の支配方程P： 定数＝ 1

式は，質量保存則より導かれた連続の式と Darcyの法則を不飽和領域に拡張した式（ 7 ）で表され得られた各時刻の Qd から，式（ 6 ）により水る15）。

路流入型の洪水吐における越流水深 Hd を求め，
常時満水位に加算することでため池の貯水位変動を推定した 。
11）

（7）

39

自然災害科学 J. JSNDS 39 特別号（2020 ）

図6

解析モデルおよび浸透流解析時の境界条件

表2

浸透流解析および安定解析に用いた物性値
浸透流解析

すべり安定解析

地層名

記号

飽和透水係数k（cm/s）

比貯留係数
Ss（ 1 /m）

上部盛土

Bs2

1.10×10−5

1 ×10−4 4

図 7 （a） 4
＊

16.9

15.6

10.0

下部盛土

Bs1

1.03×101 ×10

図 7 （a） 4

18.9

17.7

0.0

34.2

池底堆積物

fd

1.00×10−5 1

1 ×10−3 4―

15.0 514.0 515.0 50.0 5

沖積粘性土層Ac

4.64×10−5

1 ×10

沖積砂質土層As

5.01×10−5 2

1 ×10−4 4

沖積礫質土層Asg

7.84×10

1 ×10

風化花崗岩
（DM 級）WG1

風化花崗岩（DH 級）

WG2

−4
＊

＊

−4 ＊4
＊

不飽和浸透特性 飽和重量
湿潤重量
粘着力
内部摩擦角
γt
φʹ
γsat
（kr-θ 関係）cʹ（ψ-θ 関係） （kN/m3） （kN/m3） （kN/m2）
（°）
＊

＊

＊

＊

27.0
＊

図 7 （b）

17.5

17.2

7.7

31.9

図 7 （a） 4

18.0 517.0 50.0

23.9 7

−4 ＊4

―

20.0

19.0

0.0

30.5 71.00×10−5 3

1 ×10−4 4―

18.0 6＊17.0 6＊43.5 6＊36.4 61.00×10−6 3

1 ×10−4 4―

19.5 618.5 658.0 638.4 6

＊

−4 ＊2
＊

＊

−3 ＊4
＊

＊

＊

＊4
＊

＊

＊5

＊

＊

＊5

＊

＊

＊
＊

＊

＊

1 ：文献17）の土質毎の一般値より設定
2 ：文献17）の D20との関係性より設定＊
3 ：文献18）の岩級区分毎の一般値より設定＊
4 ：文献16）の土質毎の値をもとに設定＊
5 ：文献19）の土質毎の一般値より設定＊
6 ：文献20）の N 値からの推定式より設定＊
7 ：文献16）の N 値からの推定式より設定＊＊

x： ため池横断面の水平方向の軸

また，浸透流解析で得られた堤内浸潤線を基に，

y： ため池横断面の鉛直方向の軸現行のため池設計指針11）におけるすべり破壊に対

k： 透水係数（m/hr）

する安定性照査手法である修正フェレニウス法に

ψ： 圧力水頭（m）

より堤体下流面のすべり破壊に対する安全率 Fs

C： 比水分容量（ 1 /m）を求めた。なお，修正フェレニウス法の他にも様々

α： 1 の場合，飽和領域

な斜面安定解析手法が挙げられるが，本研究では

0 の場合，不飽和領域

現行の設計指針の手法を踏襲したうえで，設計指Ss： 比貯留係数（ 1 /m）

針では考慮されていない堤体への降雨浸透による

t： 時間

堤内水位の変化に着目した解析を行った。
表 2 に，各地層の解析物性値を示す。これらの

このうち，C は後述する負の圧力水頭 ψ と体

解析物性値は，2017年度に実施された標準貫入

積含水率 θ の関係（水分特性曲線）の接線勾配で試験および現場透水試験，室内土質試験（物理試ある。

験，三軸圧縮試験（CU），ならびに本研究で実施

40

神山・藤本・末次：令和元年 8 月豪雨によって決壊した佐賀県小城市におけるため池の被災メカニズムに関する一考察（3）決壊メカニズムに関する考察
図 8 に， 5 ．（ 1 ）に示した手法により推定した豪雨当時における西分第 1 ため池の貯水位波形を示す。貯水位は， 8 月27日の 9 時半以降，降雨の発生に伴い上昇および下降を繰り返している。
その後， 8 月28日の 4 時から 5 時にかけて10分間
降水量が最大15 mm を超える激しい雨が継続的に降ったことにより貯水位が急激に上昇し， 4 時
50分から 5 時10分までの20分間，貯水位は堤頂標
高を0.2 m 程度上回る結果となった。この時の最高貯水位は EL58.307 m であり，越流が生じたのは上記の時間帯と推定できる。
図 9 に，飽和−不飽和浸透流解析およびすべり
安定解析により得られたすべり破壊に対する安全率 Fs と貯水位の経時変化を示す。貯水位変動と降雨浸透を考慮した場合，Fs は時間経過と共に低下し， 8 月28日 3 時（t＝1320分）以降，Fs は 1を下回っている。一方，降雨浸透を考慮せず，貯水位変動のみを考慮した場合，Fs は1.319のまま一定値となる。したがって，降雨浸透の有無によって Fs が大きく異なることがわかる。

図10に貯水位変動と降雨浸透を考慮した場合のt＝1320分における堤内浸潤線およびすべり破壊
に対する安全率を示す。なお，前掲の図 8 に示したように，解析期間内に越流が生じているが，本
図7

不飽和浸透特性（比透水係数 kr および負の圧力水頭 ψ と体積含水率 θ の関係）16）

解析では，越流水の堤体への浸透は考慮していな
い。貯水と降雨は同時に堤内へ浸透するものの，Bs2の飽和透水係数 k が小さいため貯水側からのした室内土質試験（物理試験，三軸圧縮試験（CU））

浸潤線は低下し，堤体表層からの降雨の浸透量はの結果を用いて設定することを基本とし，試験結少ない。その結果，Bs2層内の浸潤線は，常時満果の無いものについては，N 値や粒度特性から水位を対象とした定常浸透流解析により設定したの推定，さらに，既往文献における値をもとに設

降雨開始時（t ＝ 0 分）の浸潤線とほぼ同じである。

定した。なお，同表の下部に推定や参考とした文

一方，Bs1 は Bs2 よりも透水性が良く，さらに直献を記載している。なお，上部および下部盛土の下に k の小さい Ac 層が分布しているため，降雨cʹ と φʹ は，本研究で実施した三軸圧縮試験（CU）

浸透により浸潤線が法尻より発達し，上昇する。

の結果を用いた。供試体の作製方法は，上部盛土

その結果，法尻付近の安定性が低下し，ついにはは不撹乱試料を直径 5 cm，高さ10 cm に成型した．

Fs が 1 を下回ったと考えられる。

下部盛土は，サンプラーから試料を取り出す際に比較として，図11に降雨浸透を与えず貯水位変乱れが生じたため，計測した不撹乱状態の堤体土動のみを考慮した場合の t＝1320分における堤内の密度および含水比に基づいて再構成供試体を作

浸潤線およびすべり破壊に対する安全率を示す。

製し，試験を行った。

この図より，貯水位変動のみでは堤体下流面付近

41

自然災害科学 J. JSNDS 39 特別号（2020 ）

図8

図910分間降水量と貯水位の経時変化

すべり破壊に対する安全率と貯水位の経時変化の浸潤線は変化せず，堤内浸潤線は初期のそれと均衡が崩れて決壊が生じたと考えられる。なお，

ほぼ同じである。したがって，上述のとおり解析

貯水が堤頂を越流し，堤体表層を浸食したことも，

期間中は Fs＝1.319の一定値となる。

堤体断面の縮小に影響を及ぼしていると考える。

以上の検討結果から，西分第 1 ため池が決壊し

なお，本研究で実施した解析では，一部の解析たメカニズムを以下のように考察した。西分第 1

物性値を推定式や一般値により設定している。そため池では，豪雨によって下部盛土の法尻付近にのため，解析精度については改善の余地が大きい

すべり破壊が発生し，それに伴いその上部の堤体と考える。しかし，本研究で着目したのは堤体へが不安定化した。不安定化した堤体は，上流側にの降雨浸透を考慮した安定解析の検討であり，こ向かってすべり破壊が進行したと推察され，それの手法は現在のため池設計指針11）には示されていにより断面が縮小した結果，堤体自重と浸透力のない。本研究で示したように，降雨の有無によっ42

神山・藤本・末次：令和元年 8 月豪雨によって決壊した佐賀県小城市におけるため池の被災メカニズムに関する一考察

図10

安定解析結果図（貯水位変動および降雨浸透を考慮，t＝1320 min）

図11

安定解析結果図（貯水位変動のみ考慮，t＝1320 min）てため池堤体の安定解析結果が全く異なることか
ら，今後は降雨浸透を考慮した堤体の豪雨時における安定性評価手法を確立していきたい。

越流発生の有無を判定可能であることが示唆される。
（3）貯水位の変動および降雨浸透を考慮した下流面の安定解析の結果，今回の豪雨により透水

6 ．まとめ本研究では，令和元年 8 月の豪雨により決壊し性の高い下部盛土の法尻付近においてすべり破壊が生じたと考えられる。

た佐賀県小城市の西分第 1 ため池の被災要因を分（4）西分第 1 ため池では，豪雨によって下部盛土

析することで，決壊メカニズムについて検討した。

の法尻付近にすべり破壊が発生したことで，得られた知見を以下に示す。

その上部の堤体が不安定化した。不安定化し（1）堤体は上部盛土と下部盛土で構成されておた堤体は，上流側に向かってすべり破壊が進り，それぞれ物性の異なるまさ土である。決行したと推察され，それにより断面が縮小し壊断面付近では上部盛土の締固め度が75 ％た結果，堤体自重と浸透力の均衡が崩れて決程度と小さな値であった。

壊が生じたと考えられる。なお，越流による（2）合理式に基づいて豪雨時の貯水位を推定した
結果，15 mm 以上の10分間降水量が継続し堤体表層の浸食も，堤体断面の縮小に影響を及ぼしていると考える。

た時刻に貯水位が堤頂を超え越流が生じた。
現地の洪水吐の被災状況から，実際に越流が生じた可能性が高く，本研究で示した手法で謝辞
本調査にあたり，佐賀県農地整備課ならびに小43

自然災害科学 J. JSNDS 39 特別号（2020 ）

城市農村整備課に多大なご協力を頂いた。ここに記して関係各位に深く感謝の意を表します。

参考文献1 ）佐賀地方気象台「−令和元年 8 月26日から30日にかけての佐賀県の大雨について−」https://www.jma-net.go.jp/fukuoka/gyomu/saigai_
sokuho_siryo.html，2020年 3 月 4 日閲覧．
2 ）農林水産省「令和元年 8 月の前線に伴う大雨に係 る 被 害 情 報 」http://www.maff.go.jp/j/saigai/
ooame/20190826/index.html，2020 年 3 月 4 日
閲覧．
3 ）佐 賀 県「 令 和 元 年 佐 賀 豪 雨 災 害 に 係 る 農 林
水 産 関 係 の 被 害 状 況 」http://www.pref.saga.
lg.jp/bousai/kiji00370898/3_70898_147506_up_
hdacdy8o.pdf，2020年 3 月 4 日閲覧．
4 ）神山 惇・藤本哲生・工藤啓幹・末次大輔：令和元年 8 月豪雨による佐賀県小城市のため池
被 害 調 査 報 告， 自 然 災 害 科 学，Vol.39，No.2，
pp.83-88，2020．
5 ）地盤工学会：平成29年 7 月九州北部豪雨による
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6 ）地盤工学会：平成30年 7 月豪雨を踏まえた豪雨
地盤災害に対する地盤工学の課題−地盤工学からの提言−，2019．
7 ）堀 俊和：農業用ため池の豪雨災害に関する研究，農業工学研究所報告，Vol.44，pp.139-247，
2005．
8 ）泉 明良・堀 俊和・正田大輔・吉迫 宏・梶原義範：平成29年 7 月九州北部豪雨におけるため池の被災要因，農業工学研究所報告，農村工学部門 2 ，pp.121-136，2018．
9 ）気象庁「過去の気象データ検索」https://www.
data.jma.go.jp/obd/stats/etrn/index.php 2020 年
3 月 4 日閲覧．

要10）神山 惇・福林良典・末次大輔・鈴木素之：土試料の最大粒径に着目した小型締固め試験装置
による締固め試験方法の検討，地盤工学ジャー
ナル，Vol.15，No.1，pp.91-102，2020．
11）農林水産省農村振興局：土地改良事業計画設計
指針「ため池整備」，2015．
12）藤本哲生・栗林健太郎・坂部晃子・黒田修一：
平成30年 7 月豪雨による岡山県内のため池被害と破壊メカニズムについての一考察，第61回地盤工学シンポジウム論文集，pp.129-132，
2018.12．
13）Fujimoto, T., Kuribayashi, K., Koyama, A.,
Sakabe, A., Kuroda, S: A study on the failure
mechanism of the dam body in small reser voircaused by the heavy rain event of July 2018, Proc.
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14）農林水産省農村振興局：土地改良事業計画設計
基準・設計「ダム」共通編，2003．
15）大 西 有 三・ 西 垣 誠： 土 中 水 の 不 飽 和 流 動，
3 ．不飽和流の解析，土と基礎，Vol.29，No.7，
pp.65-72，1981.7．
16）国土技術研究センター：河川堤防の構造検討の手引き，2012.2．
17）地 盤 工 学 会： 地 盤 材 料 試 験 の 方 法 と 解 説，2009.11．
18）吉中龍之進・桜井春輔・菊池宏吉：岩盤分類とその適用，土木工学社，1989.7．
19）高速道路総合技術研究所：設計要領第一集土工
建設編，2016.8．
20）高速道路総合技術研究所：設計要領第二集橋梁
建設編，2016.8．
（投 稿 受 理：令和 2 年 4 月 3 日
訂正稿受理：令和 2 年 7 月 9 日）

旨

令和元年 8 月の豪雨では，福岡県および佐賀県で複数のため池が被災した。本研究では，佐賀県小城市において決壊した西分第 1 ため池の被災メカニズムを明らかにすることを目的とし，合理式法に基づいた堤体の越流発生の有無の判定および降雨浸透を考慮した堤体下流法面の安定性を検討し，ため池が決壊した要因の分析を行った。FEM 解析による非定常の飽和 - 不飽和浸透流解析を行い，同時に修正フェレニウス法による堤体法面の安定解析を行った . その結果，降雨浸透によって堤体下流法尻にすべり破壊が発生し，堤体が不安定化したことで，上流側に向かってすべり破壊が進行したことが主な要因と推察される。