ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

港湾空港技術研究所
資料
TECHNICAL NOTEOFTHE PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

No.1385

June 2021

波力発電浮消波堤による波浪低減効果に関する基礎的検討
米山
加島

国立研究開発法人

治男
寛章

海上・港湾・航空技術研究所

National Institute of Maritime,
Port and Aviation Technology, Japan目

次旨 ····················································································································

3

1. はじめに ···············································································································

4

2. 研究内容 ···············································································································

4

3. 波力発電浮消波堤の基本コンセプト ·············································································

4

3.1

浮体式波力発電装置 ··························································································

4

3.2

浮消波堤 ·········································································································

5

3.3

基本コンセプト ································································································

5

4. 波浪低減効果の評価方法 ··························································································

6

4.1

検討の流れ ······································································································

6

4.2

浮体動揺計算 ·····································································································

6

4.3

計算条件 ·········································································································

8

5. 計算結果および考察 ······························································································

11

5.1

概要 ·············································································································

11

5.2

係留方式の波浪低減効果への影響 ······································································

12

5.3

波力発電装置の波浪低減効果（浮体幅の影響） ····················································

15

5.4

波力発電装置の波浪低減効果（浮体喫水の影響） ·················································

19

5.5

波力発電装置の波浪低減効果（浮体長さの影響） ·················································

23

要

6. 結論 ····················································································································· 27
7. おわりに ··············································································································· 27
参考文献 ···················································································································· 28
記号表 ······················································································································· 28- 1 -Fundamental Study on Wave Reduction Effects
by a Wave Power Generating Floating Breakwater
Haruo YONEYAMA*
Hiroaki KASHIMA**

Synopsis
In this study, we proposed a “wave power generating floating breakwater” as a floating breakwaterequipped with oscillating water column type wave energy converters. We also carried out thesimulation of oscillation for a floating body based on the three-dimensional potential connection
method. By using the simulation results, we verified the wave reduction effects in the sea area behindthe floating breakwater due to the wave energy absorption of wave energy converters.
The main conclusions of this study are as follows:
1) Considering from the average wave height within a certain range of the sea area behind the wave
power generating floating breakwater, it has the large wave reduction effects when the incident
wave period is short, when the mooring method is stiff and when the wave energy absorption rateof wave energy converters is high as an overall tendency.
2) The wave power generating floating breakwater cannot achieve the sufficient wave reduction in
the sea area behind it unless the wave energy absorption rate is considerably higher than 75%.
3) The motion characteristics of the wave power generating floating breakwater vary and thediffraction waves around it also change depending on the shape of the floating breakwater and theconfiguration of the mooring method. However, within the range of the shape of the target floating
breakwaters, the influence of the width, draft and length of them on the average wave height in thesea area is not so large.
Key Words: floating breakwater, wave power generation, wave energy, wave reduction, simulationof oscillation* Director, Coastal and Ocean Engineering Department** Senior Researcher, Coastal and Ocean Development Group, Coastal and Ocean Engineering Department
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan, Port and Airport Research Institute (PARI)
Phone：+81-46-844-5114 e-mail: yoneyama@p.mpat.go.jp- 2 -波力発電浮消波堤による波浪低減効果に関する基礎的検討
米山

治男*・加島要寛章**

旨

本研究では，振動水柱型波力発電装置を搭載した浮消波堤として「波力発電浮消波堤」を提案し，
波力発電装置の波エネルギー吸収による浮消波堤の背後海域における波浪低減効果について，3 次元
ポテンシャル接続法に基づく浮体動揺計算により検証した．
本研究の主な結論は，以下の通りである．
1) 波力発電浮消波堤の背後海域の一定範囲における平均波高から，全体的傾向として，入射波の波周期が短い場合，剛な係留方式の場合，また波力発電装置の波エネルギー吸収率が高い場合に浮消
波堤の波浪低減効果が大きいことを確認した．
2) 波力発電装置による波エネルギー吸収率が 75%よりもかなり高くないと，浮消波堤の背後海域において十分な波浪低減が見込めないことがわかった．
3) 波力発電浮消波堤の形状や係留方式の構成によって，その動揺特性やその周囲の回折波が変化す
るが，対象とした浮消波堤の形状の範囲では，幅，喫水および長さが背後海域の平均波高に与える影響はあまり大きくないことが判明した．
キーワード：浮消波堤，波力発電，波エネルギー，波浪低減，動揺計算* 海洋研究領域長** 海洋研究領域 海洋利用研究グループ 主任研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 国立研究開発法人 海上・港湾・航空技術研究所 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5114 e-mail: yoneyama@p.mpat.go.jp- 3 -1. はじめにいる．また，浮消波堤は，1 基の単数浮体として使用されることはなく，背後海域の静穏度を確保するために通常

波エネルギーを利用した浮体式波力発電装置は現在まは 3 基～6 基程度の複数浮体として用いられる（例えば，

で数多くの方式が提案されており，国内外において実証高木ら，2005）．これらのことから，波力発電装置の波エ的研究が行われてきている（新エネルギー・産業技術総合

ネルギー吸収による波浪低減効果について検討する際に開発機構，2014；永田，2015）．一方，漁港においては，は，波力発電浮消波堤の諸元や係留方式等との組み合わ

港内静穏度を確保するために，遊水部などの消波機能をせも考慮する必要がある．

有する浮消波堤が利用されているいくつかの事例がある

本研究では，まず，浮消波堤および浮体式波力発電装置（長野ら，1991；高木，1996；荒見ら，2006）．波力発電の事例を示した上で，浮消波堤に波力発電装置を搭載し装置は波エネルギーを吸収して発電するため，浮消波堤

た波力発電浮消波堤の基本コンセプトを提示する．次に，の消波機能の代わりに波力発電装置を用いることで，波波力発電浮消波堤の浮体諸元および係留方式等に関する浪の低減効果を期待できる可能性がある．

計算条件を設定した後に，各種計算条件に対して 3 次元

浮体式波力発電装置は，発電方式としていくつかの種

ポテンシャル接続法に基づく周波数領域での浮体動揺計類があるが，我が国で精力的に研究開発が進められてき算を実施する．そして，得られた計算結果から，浮消波堤

た振動水柱型（鈴木，2015）のものとしては，海明やマイの形状や係留方式，また波力発電装置による波エネルギ

ティーホエール（鷲尾，1999；鷲尾ら，2000）などが有名

ー吸収の波浪低減効果への影響について考察する．

である．また，浮消波堤については，港湾ではほぼ利用さ

3. 波力発電浮消波堤の基本コンセプトれておらず，漁港において用いられている場合が多い（長野ら，1991；門野，1992；高木ら，2005）．浮体式波力発電装置に関しては発電効率の観点からの研究（例えば，居3.1

浮体式波力発電装置

駒ら，2013；永田，2015），また浮消波堤に関しては消波(1) 波力発電

効率の観点からの研究（例えば，爲廣ら，1977；池上ら，

波力発電は，海洋再生可能エネルギーを利用した発電

1994）がこれまで多くなされてきている．しかしながら，方法の一つであり，海洋上の波浪が有する波エネルギー

浮消波堤の背後海域における平面的な波浪低減効果につを電力に変換するものである（新エネルギー・産業技術総いて，波力発電装置による波エネルギー吸収に着目して合開発機構，2014）．波力発電を行う機構を内蔵した波力

検討した事例はほとんど見当たらない．

発電装置は，発電を行う地点の水深などの環境条件によ

そこで，本研究では，振動水柱型波力発電装置を搭載しり，沿岸または海底に設置する固定式と海面上に浮かべた浮消波堤として「波力発電浮消波堤」を提案し，波力発る浮体式に分類される．一般に沖合のほうが波エネルギ

電装置の波エネルギー吸収による浮消波堤の背後海域にーは大きくなるため，波力発電には都合がよいが，浮体式おける波浪低減効果について，浮体動揺計算により検証

波力発電装置は，固定式と異なり，チェーンやワイヤ等にすることを目的とした．

より係留して位置を保持する必要がある．
(2) 発電方式

2. 研究内容

波力発電装置は，その基本的な発電の考え方から，振動
水柱型，可動物体型および越波型に大別することができ

本研究では，波力発電装置を搭載した浮消波堤によるる（新エネルギー・産業技術総合開発機構，2014；永田，

波浪状況を計算するために，3 次元ポテンシャル接続法に2015）．振動水柱型は，装置の内部に空気室を設け，その基づく周波数領域での浮体動揺計算法（井島，1974；上田

中の海面の上下動により発生する空気の振動流を用いて，ら，1980）を採用した．この計算法を応用することで，振空気タービンを回転させて発電する方式である．可動物

動水柱型の波力発電装置による波エネルギー吸収を考慮

体型は，波によって運動する物体から運動エネルギーをした上で，入射波に加えて，浮消波堤周りにおける回折波

取り出し，油圧装置等を通じて発電する方式である．また，や浮消波堤の動揺から発生する発散波による波浪状況を越波型は，装置上部の水面付近に設けた傾斜板等によっ計算することができる．

て越波させ貯水槽に溜めた海水を用いて，水車を回転さ

浮消波堤のような浮体構造物は，幅・喫水・長さなどのせて発電する方式である．

浮体諸元や係留索の種類・本数・配置などの係留方式が，(3) 浮体式波力発電装置

その動揺特性に大きく影響を与えることがよく知られて浮体式波力発電装置は，現在まで数多く提案されてお- 4 -図-3.1 浮体式波力発電装置（振動水柱型）

図-3.2 浮消波堤（共鳴方式）

り，国内外を問わず，多くの実証的研究が行われてきてい(2) 消波方式

るが，いまだ本格的な商用発電には至っていない（新エネ

浮消波堤は，その消波方式によって，反射方式，砕波方

ルギー・産業技術総合開発機構，2014）．図-3.1 は，振動式および共鳴方式に分類される（長野ら，1991）．反射方

水柱型の浮体式波力発電装置の一例（鷲尾ら，2000）を示

式は，浮消波堤の基本形状である矩形浮体の前面壁およ

す．これは，海洋科学技術センター（現 海洋研究開発機

び側壁からの反射作用による消波効果を主体に，浮体動構（JAMSTEC））が開発したマイティーホエールという名

揺の位相差・摩擦などの複合的な作用により消波する方称の浮体式波力発電装置であり，1998 年～2002 年に三重式である．砕波方式は，水面付近に設置した傾斜板・格子

県五ケ所湾沖にて実証実験が行われている．この装置で状浮体により波を強制的に砕波・消散させて消波する方は，振動水柱型の発電方式として内部の空気室に海水が式である．また，共鳴方式は，反射方式の消波原理を改良・出入りできるように，浮体前面の水面下に開口部を有し発展させたものであり，浮体遊水部の水の動きを利用している．

て浮体の動揺や浮体が造り出す発散波を制御し，入射波(4) 波力発電装置の選定と干渉させて消波する方式である．図-3.2 は，最も技術

浮体式波力発電装置の発電方式の中で，振動水柱型は，開発がなされた共鳴方式の浮消波堤の一例（荒見ら，2006）

可動物体型のように浮体本体に機械的な構造を装備するを示す．これは，内部水流振動型と呼ばれている浮消波堤

必要がなく構造強度上有利であり，越波型のように波をであり，浮体内部の複雑な遊水部の水流の動きによって集約させるための浮体の大型化が必要なく小規模化が可

入射波と浮体動揺との位相差を発生させて消波を行う方能である．これらの特徴は，波力発電装置を浮消波堤と組式である．
(3) 浮消波堤の選定

み合わせる際にも重要な利点であるため，波力発電浮消
波堤の発電方式として振動水柱型を採用することとした．

浮消波堤の消波方式の中で，浮体内部に遊水部を有する共鳴方式は，装置内部に空気室を有する振動水柱型波

3.2

浮消波堤

力発電装置と内部構造を一体化できるため，浮消波堤の(1) 特徴上部に振動水柱型の波力発電装置を搭載する波力発電浮

浮消波堤は，背後の静穏な海域を確保するために，港湾

消波堤のコンセプトに合致した方式である．

や漁港において用いられている浮体式の防波堤である．
浮消波堤は，チェーン等により係留されて水面上に浮遊

3.3する浮体構造物であり，波の作用に対して動揺し浮消波(1) 目的

堤自身が波を発生させることから，通常の固定式の防波

波力発電装置を搭載した浮消波堤である波力発電浮消

堤のように完全に波を遮蔽できるわけではない．特に，波波堤は，波力発電装置による波エネルギーの吸収によっ長の長い波を透過させてしまう特徴があるため，浮消波て浮消波堤による消波効果を実現し，背後海域の静穏度

堤は，うねりなどの周期の長い波の侵入がある外洋に面の向上を図るものである．波力発電浮消波堤では，従来のした海域で用いられることは少なく，島嶼内や半島内な浮消波堤の主目的である消波効果に加えて，波力発電装

どのある程度遮蔽された狭い海域で採用されていること

置によって発電された電力の周辺地域への供給により，が多い．また，生け簀などの養殖施設を波浪から守るため

浮消波堤に新たな付加価値を生み出すことができる．まに，水深が深い場所でも設置可能で海水交換を妨げない

た，波力発電装置においても，浮消波堤と組み合わせることいった利点を有する浮消波堤がよく採用されている．

とで背後海域の静穏度向上という付加価値が得られ，そ- 5 -基本コンセプト

発電機

波力発電装置（振動水柱型）

浮消波堤

空気タービン
空気室

波力発電装置

空
気
流

遊水室
海水流

浮消波堤
前面開口部

波浪

係留索

係留索

係留索

波浪
アンカー

アンカー

アンカー

図-3.4 波力発電浮消波堤のイメージ（3D）

図-3.3 波力発電浮消波堤の基本コンセプト

4. 波浪低減効果の評価方法の費用対効果（B/C）を増加させることができる．再生可能エネルギー利用発電の推進が求められている昨今では，
波力発電浮消波堤は，波力発電の普及といった観点から

4.1

検討の流れ

も大きな可能性があると言える．

波力発電浮消波堤による波浪低減効果を評価するため(2) 基本コンセプトに，波力発電装置による波エネルギー吸収を考慮した 3 次

波力発電浮消波堤は，共鳴方式の浮消波堤に振動水柱

元ポテンシャル接続法に基づく周波数領域での浮体動揺計算を実施する．

型の波力発電装置が搭載された構造とした．図-3.3 は，波力発電浮消波堤の基本コンセプトを断面図として示し

まず，波力発電浮消波堤の浮体諸元および係留方式等たものである．また，図-3.4 は，波力発電浮消波堤の 3 次に関する計算条件を設定する．波力発電浮消波堤の基本

元イメージを示している．波力発電浮消波堤は，浮消波堤的な諸元および構成は，長さ 50m×幅 10m×喫水 5m×複を矩形形状とし，その内部の遊水部を空気室として利用数基であるが，波浪低減効果への影響を相互比較するた

して，上部に振動水柱型波力発電装置を搭載した構造でめに，この諸元や構成をいくつか変化させた浮体条件とある．浮消波堤の諸元は，過去の施工事例（長野ら，1991；

する．また，浮消波堤のような浮体構造物は，その動揺特

門野，1992；高木，1996；高木ら，2005；荒見ら，2006）

性に与える係留方式の影響が大きいことから，対象とすを参考にして，長さ 50m，幅 10m および喫水 5m と設定

る浮消波堤に対して係留方式をいくつか変えた係留条件

し，実際に利用される際には浮消波堤は複数基で構成さとする．波力発電装置による波エネルギー吸収についてれるものとした．浮消波堤の前面の水面下には，マイティ

は，浮消波堤の前面の波反射率を変化させることにより，ーホエールと同様に開口部があり，内部の空気室に海水開口部から吸収される波エネルギーの割合を簡易的に表が出入りできるようになっている．発電機構は，振動水柱現できるため，この波反射率を波エネルギー吸収率を表型の波力発電装置そのものであるが，本研究では，発電機

すパラメータとして設定する．

の定格出力や発電装置全体の発電効率等に関する基本コ

次に，各種計算条件に対して，3 次元ポテンシャル接続

ンセプトは設定していない．これは，波力発電装置の規模法に基づく周波数領域での浮体動揺計算を実施する．浮

や仕様は，対象海域の波浪状況や浮消波堤の諸元や係留体動揺計算では，波向方向における浮消波堤のセンター方式等の詳細な条件を確定しないと決定することが難し

ライン上の断面波高分布，浮消波堤周りの平面波高分布，いからである．一方，本研究では，波力発電装置による波

浮消波堤の背後海域における平均波高に加え，浮消波堤

エネルギーの吸収に焦点を当てて，波力発電装置の入射の動揺量について計算結果を整理する．そして，得られた波に対する波エネルギー吸収率の違いが，浮消波堤の波計算結果から，浮消波堤の形状や係留方式，また波力発電

浪低減効果に与える影響を中心に検討をしている．

装置による波エネルギー吸収の波浪低減効果への影響について考察し，波力発電浮消波堤の有効性を評価する．

なお，波力発電装置の波エネルギー吸収率は，同装置の発電効率（厳密には，波エネルギーから空気流エネルギーへの一次変換効率）と概ね同義として使用できる．よって，

4.2

有効な波浪低減効果を発揮するために必要となる波力発(1) 概要電装置の波エネルギー吸収率から発電効率を換算し，波本研究で採用した 3 次元ポテンシャル接続法は，2 次元力発電装置の規模や仕様を推定することは可能である．

波浪の境界値問題の計算法である速度ポテンシャルの接- 6 -浮体動揺計算z

法を水平面上に存在する任意平面形状の浮体に適用でき
るように拡張したものである．図-4.2 は，3 次元ポテンシ

波oャル接続法の概念図を示す．3 次元ポテンシャル接続法では，水面と水底の境界条件が異なる 2 つの流体域が任意

y
z=-d

領域 1

領域 2

の平面形状で接続する場合を想定する．そして，2 次元の

領域 1
z=-h

場合と同様に，各領域における速度ポテンシャルを深さ z
に関する直交関数系で展開し，その係数を平面上の位置

図-4.1 2 次元ポテンシャル接続法の概念図（断面）(x, y)による Green 関数で表現して，仮想境界面での力学波

的連続条件を満足するように決定する．この方法でも，多元連立 1 次方程式を未定係数について解くことになる．

y

連立 1 次方程式を作成する際，水平面内の浮体の形状を表す境界線を N 個のセグメントに分割することにより，Green 関数を適用して得られる積分方程式を 1 次方程式

領域 2

o

に変換する．図-4.2 において，黒丸はノードを表し，2 つxのノード間が 1 つのセグメントである．図では，浮体の平領域 1面形状が長方形であるが，任意の平面形状の浮体を考慮

図-4.2 3 次元ポテンシャル接続法の概念図（平面）することができる．また，波向も，任意の波向に対応した続法（領域分割法）に Green 関数を導入して 3 次元に拡張計算が可能である．なお，浮体底面は，M 枚のパネルに分した方法である（井島，1974）．この 3 次元ポテンシャル

割して，作用する流体圧力を計算する．以上の手順では，接続法は，波浪外力が作用する大型矩形浮体の時間領域

浮体は動揺しないものと仮定しているが，浮体が動揺す

での動揺計算において，浮体の運動方程式を構成する波

る場合には，浮体の側面および底面における運動学的境力および流体力を算定する手法として適用されている

界条件を考慮して上記の多元連立 1 次方程式を再構築し，（上田ら，1980）．浮体の波力・流体力の算定法は，線形さらに浮体の 6 自由度の運動方程式を加える必要がある．

ポテンシャル理論に基づく方法として，領域分割法（固有(4) 波高分布の計算式

関数展開法，ポテンシャル接続法とも呼ぶ），境界要素法

3 次元ポテンシャル接続法の詳細な計算式は，井島（Green 関数法，特異点分布法とも呼ぶ），多重極展開法（1974），上田ら（1980）に詳しく説明されている．ここなどがある（例えば，日本造船学会海洋工学委員会性能部

では，波力発電浮消波堤の周辺の平面的な波高分布を計

会，2003）．これらの手法の中で，本研究では，浮消波堤算するために特に必要となる数式のみを記述する．

のような矩形浮体に適用し易く，3 次元浮体の波力・流体

図-4.1 および図-4.2 に示すように，x 軸，y 軸を静水面力を計算すると同時に浮体周辺の平面的な波高分布も求に取り，z 軸を鉛直上方に取る．水深 h の海域に，水平面めることができる 3 次元ポテンシャル接続法を採用した．

内は任意形状で喫水 d の方向には一定形状の浮体が浮か(2) 2 次元ポテンシャル接続法

んでいる．ここで，x 軸と の角度を有する角周波数 の図-4.1 は，2 次元ポテンシャル接続法の概念図を示す．

余弦波が入射すると仮定する．このとき，入射波 ζ は，
次式のように表される．

ポテンシャル接続法では，浮体が存在する部分と存在しない部分のように，水面と水底の境界条件が異なる 2 つζ = ζ0 exp[-i{k(x cos θ + y sin θ) + σt}]の流体域が接続する場合を想定する．次に，これらの境界(1)

条件を満足するような水面からの深さ z に関する直交関ここで，ζ0：入射波の振幅，k：波数，t：時間，i：虚数数系を用いて，各領域における速度ポテンシャルを未定単位である．

係数を有する無限級数に展開する．そして，仮想境界面での 2 つの力学的連続条件を満足するように未定係数を決

流体域を浮体の周辺の領域 1 および浮体の底面下の領定する．以上の計算は，最終的には多元連立 1 次方程式を

域 2 に分けて，速度ポテンシャルをそれぞれΦ1 (x, y, z)e-iσt

未定係数について解くものとなる．このとき，浮体は水面およびΦ2 (x, y, z)e-iσt とすると，これらは Laplace 方程式をに固定されており，動揺しないものと仮定している．

満足する．境界条件および力学的連続条件を考慮して，(3) 3 次元ポテンシャル接続法

Laplace 方程式を満足する速度ポテンシャルを領域 1 およ3 次元ポテンシャル接続法は，2 次元ポテンシャル接続

び領域 2 について，それぞれ次式のように仮定する．

- 7 -Φ1 (x, y, z) =gζ0cosh k(z + h)
{f0 (x, y) + f1 (x, y)}σcosh kh∞+gζ0
cos kn (z + h)
∑ f2(n)(x, y)σ
cos kn h
n=1Φ2 (x, y, z) =本研究では，この波高分布の式を用いることにより，波(2)力発電浮消波堤の波エネルギー吸収による波浪低減効果への影響を評価する．3 次元ポテンシャル接続法において，∞

波力発電装置による波エネルギー吸収を考慮する場合に

gζ0{φ0 (x, y) + ∑ φs (x, y) cos s̅(z + d)}
σ
s=1

+

(5) 波エネルギー吸収の計算方法

gζ0(浮体動揺に関する項)
σは，浮体から反射しない波は波力発電装置によってその(3)

波エネルギーが吸収されているものと仮定し，波エネル
ギー吸収率を波反射率Kr で簡易的に表現する．具体的には，波力発電装置の開口部がある浮消波堤の前面部分に

ここで，s̅ = sπ⁄(h - d)（s は自然数），g：重力加速度，k対応する境界線上のセグメントにおいて，作用する入射およびkn は次式の根である．

波の振幅を波反射率を用いて強制的に低下させる．このようにすることで，波力発電装置によって吸収される波

2kh tanh kh = -kn h tan kn h = σ h⁄g（n は自然数）

が浮消波堤の動揺やその周囲の波浪に対して作用しない(4)

ように計算することが可能である．波反射率から波エネ
また，f1 (x, y)，f2(n) (x, y)，φ0 (x, y)，φs (x, y)は，未定係数でルギー吸収率への換算については，波エネルギーは波のあり，f0 (x, y)は入射波に対する速度ポテンシャルを表し，

振幅の 2 乗に比例することから，入射波の振幅を 1 とす

次式で示される．

ると，波エネルギー吸収率は 1 から波反射率の 2 乗を差し引いて求めることができる．

f0 (x, y) = -i exp{-ik(x cos θ + y sin θ )}

(5)
4.3

計算条件

（浮体動揺に関する項）は，浮体が動揺する場合に，浮3 次元ポテンシャル接続法に基づく周波数領域での浮体の底面における運動学的境界条件を満足するように定体動揺計算を行うために，波力発電浮消波堤の浮体諸元

められる付加項であり，ここでは数式を省略する．

および係留方式等に関する計算条件を設定する．計算条

浮体の形状を表す境界線を N 個のセグメントに分割し，件は，浮体条件，係留条件およびシミュレーション条件のGreen 関数を用いて未定係数 f1 (x, y)，f2(n) (x, y)，φ0 (x, y)，

3 つに分けることができる．

φs (x, y)を展開することにより，N 個のセグメント上での関(1) 浮体条件

係式を組み立てる．これに，浮体の動揺 6 成分を複素振幅浮体条件は，浮消波堤の形状などの浮体の諸元や波力で表した浮体の 6 自由度の運動方程式を組み合わせ，領発電装置の波エネルギー吸収の設定に関する条件である．

域 1 の速度ポテンシャルの無限級数項の項数 n と領域 2

表-4.1 および表-4.2 は，それぞれ単数および複数の場合の速度ポテンシャルの無限級数項の項数 s をある一定値の浮消波堤の諸元を示す．以下では，それぞれ浮消波堤**

n およびs まで取れば，多元連立 1 次方程式の次元が*（単数）および浮消波堤（複数）と表記する．

*(n + s + 2)N + 6と確定する．この多元連立 1 次方程式を解

浮消波堤（単数）の基本的な諸元は，長さ 50.0m×幅

くことにより，未定係数 f1 (x, y)，f2(n)(x, y)，φ0 (x, y)，φs (x, y)

10.0m×喫水 5.0m であり，これが Case A に該当する．こおよび浮体の 6 成分の動揺量（複素振幅）を求めることがれに対して，Case A’および Case A”は，幅を 10.0m の一定できる．ここで，浮体の運動方程式には，係留索による係として，それぞれ喫水を 7.5m および 10.0m に増加させた留力を考慮することも可能であるが，この方法は周波数ケースである．また，Case B および Case C は，喫水を 5.0m

領域での浮体動揺計算法であるため，係留力は線形でなの一定として，それぞれ幅を 20.0m および 30.0m に増加ければならない．

させたケースである．浮消波堤の乾舷は，2.0m の一定と領域 1 における速度ポテンシャルが得られれば，浮体している．なお，水深は，過去の浮消波堤の施工事例（高の周辺における波高分布は，領域 1 における波の振幅と

木，1996）を参考に 25.0m とした．一方，浮消波堤は，複入射波の振幅の比Kd（波振幅比）として次式で計算される．

数で利用されることが一般的であり，本研究では，複数で以下では，この波振幅比を波高比として表すものとする．

構成された浮消波堤（複数）の基数を 2 基および 3 基と設定した．ここで，3 次元ポテンシャル接続法を用いた浮∞Kd = | f0 (x, y) + f1 (x, y) + ∑ f2(n) (x, y) |体動揺計算では，複数浮体の計算を行うことができない(6)

ため，浮消波堤（複数）については，浮消波堤（単数）の

n=1

- 8 -

表-4.1 浮消波堤（単数）の諸元
ケース

Case A

Case A'

Case A"

表-4.2 浮消波堤（複数）の諸元

Case B

Case Cケース

50.0

長さ (m)

長さ (m)

10.0

幅 (m)

20.0

30.0

Case A1

Case A2

Case A3

50.0

100.0

150.0

幅 (m)

10.0
5.0

喫水 (m)

5.0

7.5

10.0

5.0

喫水 (m)

深さ (m)

7.0

9.5

12.0

7.0

深さ (m)

7.0

重心 (KG) (m)

2.50

3.75

5.00

2.50

重心 (KG) (m)2.50

傾心 (GM) (m)

1.67

1.11

0.83

6.67

15.00

傾心 (GM) (m)

重量 (t)

2,575

3,863

5,150

5,150

7,725

重量 (t)

25.0

水深 (m)

1.67
2,575

5,150

7,725

25.0

水深 (m)

表-4.3 波力発電装置による波エネルギー吸収の設定
波エネルギー吸収率

長さを延長した一体の浮体として計算することとした．

波力発電装置の設定

表-4.2 に示されている Case A1 は，表-4.1 の Case A と同じケースであり，Case A2 および Case A3 がそれぞれ 2 基

装置なし 50%吸収 75%吸収 99%吸収

浮消波堤の前面反射率

1.0

0.7

0.5

0.1

波エネルギー吸収率 (%)

0.0

51.0

75.0

99.0

および 3 基の場合の浮消波堤に対応する．これらのケー
スでは，それぞれ Case A1 の浮消波堤の長さを 2 倍およおよび「99%吸収」と表記する．波エネルギー吸収率は，

び 3 倍した長さとなっている．

発電効率とも読み替えることができるが，浮体式波力発

波力発電装置による波エネルギー吸収については，先電装置の発電効率は，波周期依存性が高いために入射波に示したように波エネルギー吸収率を表すパラメータとの波周期により大きく変動する（居駒ら，2013；永田，して波反射率を設定する．表-4.3 は，波力発電装置によ2015；鈴木，2015）．そこで，本研究では，波力発電装置

る波エネルギー吸収のパラメータ設定について示す．こによる波エネルギー吸収を 4 種類ほど設定し，これらのこでは，浮消波堤の前面の波反射率Kr を 1.0，0.7，0.5 お能力を有する波力発電装置が搭載された浮消波堤によるよび 0.1 の 4 種類と設定した．これらは，波エネルギー吸

波浪低減効果への影響を比較することとした．なお，振動収率として，それぞれ 0.0%，51.0%，75.0%および 99.0%

水柱型の波力発電装置では，理論的には 100%の波エネルと換算することができ，波力発電装置の波エネルギー吸

ギーを吸収することが可能である（前田ら，1982）が，マ

収として，それぞれ「装置なし」，「50%吸収」，「75%吸収」

イティーホエールの発電効率（一次変換効率）の最大値は，水槽模型実験で 50%程度，また実海域実証実験で 35%程

浮消波堤（単数）度であったことが報告されている（鷲尾ら，2001）．

Case A(Case A1)

図-4.3 および図-4.4 は，それぞれ浮消波堤（単数）お10m

よび浮消波堤（複数）の平面形状を示し，また，図-4.5 は，50m

浮消波堤（単数）の断面形状を示す．Case A2 および Case
Case B

浮消波堤（複数：2基）

20m

Case A2

50m

10m
100m

浮消波堤（複数：3基）

Case C

30m

Case A3

10m
150m

50m

図-4.4 浮消波堤（複数）の平面形状

図-4.3 浮消波堤（単数）の平面形状

Case A

Case A’
5m (喫水)10m(幅)Case A”
7.5m (喫水)10m(幅)10m (喫水)10m(幅)

図-4.5 浮消波堤（単数）の断面形状- 9 -表-4.4係留の種類
トート係留（初期張力なし）
係留の種類

表-4.6 係留索のばね定数

規格等

Case A'

Case A"

Case B

無係留

係留なし

合成繊維索 (kN/m)

148.6

222.9

297.2

297.2

445.8

合成繊維索

テトロンSタフレ

ワイヤ索1994.22991.33988.33988.35982.5ワイヤ索ワイヤ（6×37）A種

剛係留

ワイヤ索のばね定数1,000倍(kN/m)

Case A

Case C施している．浮消波堤の係留においては，チェーンとアンカー（またはシンカー）を用いたカテナリー係留が主流と表-4.5 係留索の諸元
種類
規格考えられるが，本研究では波力発電浮消波堤という新た

合成繊維索

ワイヤ索

テトロンSタフレ

ワイヤ（6×37）A種

なコンセプトを提案することや係留力が線形の範囲内で

径

80mm

53mm

の浮体動揺計算を行うことなどから，線形ばねの伸び－

引張強さ

1,480kN

1,490kN

破断時伸び

9.96m

0.75m

張力特性を持つ係留索による係留方式を採用している．
無係留は，係留索を用いずに浮消波堤が自由に動揺できA3 のように浮消波堤（複数）は，浮消波堤（単数）を 2る状態であり，剛係留は，ワイヤ索のばね定数を 1,000 倍基または 3 基接続した形状であり，一体的な単体の浮消した特性を有する仮想の係留索を用いた係留である．合波堤として浮体動揺計算を実施する．実際には，複数の浮成繊維索およびワイヤ索の選定では，係留索メーカーの消波堤の間にはある程度の離隔が存在するため，本研究製品カタログと仕様を参考にした．合成繊維索およびワではこの離隔を通過する波浪の影響は考慮していないこ

イヤ索の索径は，それぞれ 80mm および 53mm であり，とになる．また，浮消波堤（単数）の断面形状については，

破断強度は，それぞれ 1,480kN および 1,490kN である．

Case A から Case A”へと喫水が大きくなるにつれて正方形

図-4.6，図-4.7 および図-4.8 は，それぞれ単数，複数（2 基）および複数（3 基）の浮消波堤の係留索の配置をの断面形状へと変化する．
(2) 係留条件示す．浮消波堤（単数）に対して係留索は 4 本であり，浮係留条件は，係留索の種類や諸元，また係留索の配置な体の 4 隅の静水面上の係留点から海底面に向かって斜め

どの係留方式に関する条件である．表-4.4 は，本研究で下方に展張され，アンカーに係留されている．浮消波堤採用した係留の種類を示す．また，表-4.5 および表-4.6（複数）の係留索の本数は，浮消波堤（単数）の係留索のは，それぞれ係留索の諸元およびばね定数を示す．

本数を基数倍したものとなる．係留索の諸元を決定する

浮消波堤のような浮体構造物は，その動揺特性に与え際には，浮消波堤（単数）の係留配置を基本として，設計る係留方式の影響が大きいことから，
「無係留」
，
「合成繊

外力に対応する係留索を選定している．対象海域を想定

維索」，「ワイヤ索」および「剛係留」の柔らかい係留からしていないため，設計外力の設定は難しいが，本研究では，

硬い係留まで 4 種類を設定した．これらの異なった係留極値条件として設定した風圧力（風速 45.0m/s）および流方式の比較は，Case A，Case B および Case C について実

圧力（潮流速 1.0m/s）の和の定常外力に，波浪分の変動外

Case A2

Case A(Case A1)

25m

25m
25m

10m

25m

10m
50m

50m

図-4.6 浮消波堤（単数）の係留索の配置

50m

図-4.7 浮消波堤（複数：2 基）の係留索の配置

25m

Case A3

25m

10m

50m

50m

50m

図-4.8 浮消波堤（複数：3 基）の係留索の配置- 10 -

表-4.7 計算パラメータの設定
周辺

2.50m

底面

1.25m

無限級数項の

周辺

n*=5

項数

底面

s*=5

浮体の分割幅

規則波

150m
50m
10m
25m

表-4.8 波浪条件

波周期4.0s, 6.0s, 8.0s, 10.0s, 12.0s

波高2.0m（波振幅1.0m)

波向90°（浮体直角方向）

平均波高の
計算範囲

50m

50m

波

図-4.10 浮消波堤の背後海域における平均波高の計算範囲るため， n* およびs* ともに 5 と設定した．浮体動揺計算

y軸は，周波数領域での計算となることから，入射波は規則波とし，波周期は，4s，6s，8s，10s および 12s の 5 種類と

10m

x軸

した．また，入射波の振幅に対する浮消波堤周辺の波の振50m

幅の比を計算することにより，浮消波堤の背後海域における波高分布を算定する．このため，入射波の波高は，
図-4.9 波向および座標軸

2.0m（波振幅 1.0m）とし，最も消波効果の大きくなる浮力として仮定した係数 3 を乗じることで設計外力とした．

消波堤の真横に垂直に作用する波向とした．

設計外力として波浪を考慮する場合，通常は浮体動揺計

本研究では，波力発電浮消波堤による波浪低減効果を算を行う必要があるが，対象とする浮消波堤のケース数評価するための指標として，一定範囲の海域における平が多いことからこのような簡易的な方法を採用した．

均波高（波高の平均値）を採用した．図-4.10 は，浮消波

この設計外力に対して，浮消波堤（単数）の係留索 4 本

堤の背後海域における平均波高の計算範囲を示す．平均のうち 2 本のみで作用荷重を分担するものとし，さらに波高の計算範囲は，全てのケースにおいて，浮消波堤の中

安全率 3.0 を考慮した上で適切な諸元を有する合成繊維

心位置から後方に 25m の地点から 50m×50m の正方形の索およびワイヤ索を選定した．表-4.5 に示されている係範囲とした．この計算範囲の設定の仕方は様々に考えら留索の破断時伸びは，係留索長 43.3m に対する係留索破れるが，ここでは，浮消波堤の動揺による造波の影響をな

断時の伸びを意味している．表-4.6 の係留索のばね定数るべく受けにくくするため，浮消波堤からある程度離れは，浮消波堤（単数）（Case A）の合成繊維索およびワイ

た浮消波堤（単数）の長さを 1 辺とする正方形とした．

ヤ索のばね定数に各ケースにおける浮消波堤の Case A に

5. 計算結果および考察

対する重量比を乗じて求めたものである．なお，浮体動揺計算においては，係留索の初期張力は 0kN としている．
(3) シミュレーション条件

5.1

概要

シミュレーション条件は，3 次元ポテンシャル接続法に

3 次元ポテンシャル接続法に基づく周波数領域での浮基づく浮体動揺計算を実施する際の計算パラメータの設

体動揺計算によって得られた計算結果から，浮消波堤の定や入射波浪に関する条件である．表-4.7 は，3 次元ポテ

形状や係留方式，また波力発電装置による波エネルギー

ンシャル接続法における主な計算パラメータの設定値を吸収の波浪低減効果への影響について考察し，波力発電示す．また，表-4.8 および図-4.9 は，それぞれ入射波の浮消波堤の有効性を評価する．
浮消波堤のような浮体構造物の動揺特性は，係留方式

波浪条件および浮消波堤に対する波向を示す．
3 次元ポテンシャル接続法における浮消波堤の平面形の影響を大きく受けるため，浮消波堤の波浪低減効果に状境界線の分割幅（セグメント長さ）は，入射波の最小波

対しても影響が大きいことが予想される．そこで，まず，長の約 1/10（上田ら，1980）として 2.50m と設定した．ま4 種類の係留方式を用いた浮消波堤による波浪低減効果

た，浮消波堤の底面の分割幅は，セグメント長さの 1/2 とへの影響について比較し，効果的な係留方式を選定する．

した．速度ポテンシャルの無限級数項の項数の最大値は，次に，選定した係留方式を用いた波力発電浮消波堤につ連立 1 次方程式の次元が大きくなると計算時間が増大す

いて，波エネルギー吸収を考慮した場合の波浪低減効果- 11 -

Wave Amplitude Ratio

4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(a) 無係留
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(b) 合成繊維索
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(c) ワイヤ索-125.04s

2.5center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

(d) 剛係留図-5.1 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布（Case A）
について検証する．ここでは，波向方向における浮消波堤減している．その波高の低減は，合成繊維索の場合を除いのセンターライン上の断面波高分布，浮消波堤周りの平て，波周期が短いほど大きい傾向にあり，係留方式ごとに面波高分布，浮消波堤の背後海域における平均波高およ

比較すると，剛な係留方式になるほどより低減している．

び浮消波堤の動揺量の計算結果を示して考察する．

ただし，10s 以上の長い波周期になると，剛な係留方式においても大きな波浪低減効果が得られず，波高比が 1.0 程

5.2

係留方式の波浪低減効果への影響

度に落ち着いている．これは，波周期が長いほど，入射波(1) 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布

が浮消波堤の背後に透過していくことを意味しており，浮消波堤の波向方向におけるセンターラインである y

浮体構造物において一般的な特徴である．合成繊維索の軸上の断面波高分布について示す．図-5.1 は，Case A に場合では，波周期 6s のときに浮消波堤背後の波高が大きおける各係留方式の場合の断面波高分布を示したものでくなっているが，これは，浮消波堤の動揺による造波の影

ある．横軸は y 軸方向の位置であり，縦軸は波の振幅と入響によるものと推察される．
(2) 浮消波堤周りの平面波高分布

射波の振幅の比である波振幅比（波高比）である．浮消波
堤の前方では，反射波によって波周期が短いほど波高が浮消波堤の周辺海域の平面的な波高分布について示す．
図-5.2 は，Case A における各係留方式の場合の平面波高

増幅しており，その一方で浮消波堤の背後では波高が低- 12 -

(a) 無係留(b) 合成繊維索(c) ワイヤ索(d) 剛係留図-5.2 浮消波堤周りの平面波高分布（Case A）（左：波周期 4s，右：波周期 8s）- 13 -

Wave Amplitude Ratio

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6

Free
TetronWire
Wire1000

0.4
0.2
0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(a) Case A
Wave Amplitude Ratio

1.4
1.2
1.0
0.8
0.6

Free
TetronWire
Wire1000

0.4
0.2
0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

(b)

10.0

12.0

Case B

Wave Amplitude Ratio

1.4
1.2
1.0
0.8

0.6

Free
TetronWire
Wire1000

0.4
0.2
0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(c) Case C
図-5.3 浮消波堤の背後海域における平均波高＜係留方式による影響の比較＞分布を示したものである．左図は波周期4sの場合であり，の背後海域における波浪低減に寄与している．すなわち，

右図は波周期8sの場合である．図の中心の青色で示されてワイヤ索や剛係留のような剛な係留方式は，合成繊維索いる長方形が浮消波堤である．また，波高分布は，図-5.1のような柔な係留方式に比べて，長い波周期の入射波にと同様に波振幅比（波高比）で表している．波周期4sの場

対して効果が大きいと考えられる．

合では，浮消波堤の前方で反射波の影響により波高が増(3) 浮消波堤の背後海域における平均波高

幅しており，浮消波堤の背後では波高が低減しているこ

浮消波堤からある程度離れた背後海域における平均波とが明瞭である．また，浮消波堤の側方から背後に向かっ高について示す．図-5.3は，Case A，Case BおよびCase Cて回折波が発生している．無係留および合成繊維索の場

における各係留方式の場合の平均波高を比較して示した

合は，浮消波堤のすぐ背後に波高の大きい部分があるが，ものである．横軸は波周期であり，縦軸は波振幅比（波高

ワイヤ索の場合は全体的に波高が低くなっている．一方，比）である．波周期6sにおいて大きなピークを有する合成

波周期8sの場合では，波周期4sの場合ほど明瞭な波高分布

繊維索の場合を除いて，全体的に波周期が短くなるほどが見られない．これは，特に柔な係留方式の場合に顕著で波高比は小さく0.4程度に近づき，波周期が長くなるほどあり，波高比が1.0に近く，入射波がほぼ透過しているか

波高比は大きく1.0程度に近づく．これは，先に示したよらである．しかしながら，剛な係留方式になるほど，浮消

うに波周期が長いほど，入射波がそのまま浮消波堤の背波堤が入射波の透過を防止するように作用し，浮消波堤

後に透過しているからである．係留方式の種類によって，- 14 -

3.0

7.0
Free
TetronWire
Wire1000

2.5
2.0

1.5
1.0
0.5

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

5.0
4.0
3.0
2.0
1.0

0.0
4.0

Free
TetronWire
Wire1000

6.0
Roll*(B/2)/Zeta0

Free
TetronWire
Wire1000

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

8.0
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
2.0
1.0
0.0

0.0
4.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

7.0

3.0

Free
TetronWire
Wire1000

2.5
2.0
1.5

Free
TetronWire
Wire1000

1.0
0.5

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

2.0
1.5

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

12.0

7.0

Free
TetronWire
Wire1000

6.0

1.0

5.0
4.0

Free
TetronWire
Wire1000

3.0
2.0
1.0

0.0
6.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)Case B

0.5
4.0

2.0

4.0

Roll*(B/2)/Zeta0

2.5

3.0

12.0

3.0
Free
TetronWire
Wire1000

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

(b)
8.0
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
2.0
1.0
0.0

4.0

0.0
4.0

12.0

5.0

1.0

0.0

4.0

Free
TetronWire
Wire1000

6.0
Roll*(B/2)/Zeta0

8.0
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
2.0
1.0
0.0

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0(a) Case A

0.0

4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)12.0(c) Case C
図-5.4 浮消波堤の動揺量＜係留方式による影響の比較＞（左：スウェイ，中：ヒーブ，右：ロール）
平均波高の波周期特性は大きく異なり，浮消波堤と係留の動揺量であり，スウェイとヒーブはそのままの値を，ま索で構成される全体係留系の固有周期が大きく影響してたロールは浮消波堤の半幅を乗じた値を入射波の振幅でいると考えられる．また，剛な係留方式になるほど波浪低除した無次元値である．いずれのケースでも，無係留およ

減効果が大きくなっており，特に剛係留の場合は，浮体幅

び合成繊維索の場合は，波周期6sのときにロールが大きく，の広いCase Cの場合に効果が大きい傾向にある．剛係留は，

波周期6s以上においてヒーブが大きくなる傾向にある．図

仮想的な係留方式であることから，以下において，波力発-5.3と考え合わせると，合成繊維索の場合は，ロールの固電装置の波エネルギー吸収による波浪低減効果の検証に有周期が波周期6s付近にあり，このことが浮消波堤背後のは，ワイヤ索を用いた係留方式を採用することとした．

波高の増大に繋がっているものと考えられる．

(4) 浮消波堤の動揺量
入射波が作用することによって発生する浮消波堤の動

5.3

波力発電装置の波浪低減効果（浮体幅の影響）

揺量について示す．図-5.4は，Case A，Case BおよびCase

波力発電装置の波エネルギー吸収による波浪低減効果

Cにおける各係留方式の場合の浮消波堤の動揺量を比較について，浮消波堤（単数）の浮体幅の影響を考慮して比して示したものである．左図はスウェイ（横方向の動揺），

較する．

中央図はヒーブ（上下方向の動揺），また右図はロール（x(1) 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布

軸周りの動揺）である．横軸は波周期，縦軸は各動揺成分

浮消波堤の波向方向におけるセンターライン（y軸）上- 15 -

Wave Amplitude Ratio

4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(a) 装置なし（Case A）
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(b) 装置なし（Case C）
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(c) 75%吸収（Case A）-125.04s

2.5center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

(d) 75%吸収（Case C）
図-5.5 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布（Case A，Case C）の断面波高分布について示す．図-5.5は，Case Aおよび

(2) 浮消波堤周りの平面波高分布

Case Cにおける装置なしおよび75%吸収の場合の断面波

浮消波堤の周辺海域の平面的な波高分布について示す．

高分布を示したものである．横軸はy軸方向の位置であり，

図-5.6は，Case AおよびCase Cにおける装置なしおよび

縦軸は波振幅比（波高比）である．装置なしの場合は，浮75%吸収の場合の平面波高分布を示したものである．左図

体幅の広いCase CのほうがCase Aと比べて浮消波堤の背は波周期4sの場合であり，右図は波周期8sの場合である．

後の波高が低減している．これは，幅が広い浮体構造物のまた，波高分布は，図-5.5と同様に波振幅比（波高比）でほうが，波周期の長い入射波を透過させにくい特徴と一表している．装置なしの場合は，波周期4sのときのCase A

致する．一方，75%吸収の場合は，波力発電装置の波エネとCase Cの波高分布の違いは明瞭ではない．一方，波周期

ルギー吸収により，装置なしの場合よりも反射波が小さ8sのときは，浮体幅の広いCase CのほうがCase Aよりも明くなるため，浮消波堤の前方の波高が減少するとともに，確な波峰を示し，浮消波堤による波の遮蔽効果が比較的背後の波高も低減している．これは，浮消波堤に波力発電

大きいことを表している．また，75%吸収の場合は，装置装置を搭載することによって，浮消波堤背後の波浪を一なしの場合と比べて，浮消波堤の前方の波高が低減して定程度まで低減可能であることを示唆している．

おり，浮消波堤の背後の波高が低い範囲も若干広くなっているように見える．これは，両方のケースについて波周- 16 -

(a) 装置なし（Case A）(b) 装置なし（Case C）(c) 75%吸収（Case A）(d) 75%吸収（Case C）
図-5.6 浮消波堤周りの平面波高分布（Case A，Case C）（左：波周期 4s，右：波周期 8s）- 17 -

Wave Amplitude Ratio

1.2
1.0
0.8

0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2

0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(a) Case A
Wave Amplitude Ratio

1.2

1.0
0.8
0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2
0.0

4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

(b)

10.0

12.0

Case B

Wave Amplitude Ratio

1.2

1.0
0.8
0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2
0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(c) Case C
図-5.7 浮消波堤の背後海域における平均波高＜浮体幅による影響の比較＞
期4sのときおよび波周期8sのときの両方で見られる傾向

収の効果がほとんど出ていない状況である．ただし，Caseである．

Cでは，装置なしの場合における波周期8s以上の波高比が(3) 浮消波堤の背後海域における平均波高

0.8～0.9程度であり，Case Aの0.9～1.0と比べて小さくなっ

浮消波堤からある程度離れた背後海域における平均波ており，長周期側においては浮体幅による波浪低減効果

高について示す．図-5.7は，Case A，Case BおよびCase Cがあると考えられる．また，Case Bでは，波周期10sのとにおける波力発電装置の波エネルギー吸収率ごとの平均

きに波高比が1.0を超えるピークを有しているが，この原波高を比較して示したものである．横軸は波周期であり，因は，浮体幅に伴う回折波と浮消波堤の動揺の両方の影

縦軸は波振幅比（波高比）である．Case Aでは，波エネル

響によるものと推察される．波エネルギー吸収率を上げ

ギー吸収率を上げることにより，波浪低減効果が大きくたとしても，波周期4sのときの波高比は変化がなく，Case

なる傾向にある．しかしながら，波高比は，75%吸収まで

AおよびCase Bの場合に波周期6sのときに波高比が最大ではあまり差異がなく，99%吸収にまでしないと大きな波浪

0.6まで低下する程度である．また，実際に供用されてい低減効果が見込めない．Case Bでも，概ね同様な傾向である浮消波堤の波透過率は，一般的に30%～60%程度である

るが，波高比は，75%吸収まではほとんど差がなく，99%（長野ら，1991；門野，1992；高木，1996；荒見ら，2006）．

吸収において波浪の低減が大きくなっている．一方，Case

以上のことから，これらの浮体形状の浮消波堤について

Cでは，Case AおよびCase Bと比べると，波エネルギー吸は，波力発電装置の波エネルギー吸収率を75%よりもかな- 18 -

3.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2
Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

4.0

1.4
Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

2.0
1.0

1.0
0.8
0.6
0.4

3.5
3.0
Roll*(B/2)/Zeta0

5.0

0.2

0.0
6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

2.0
1.5
1.0
0.5

0.0
4.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.0
4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)12.0(a) Case A

2.0

1.0

1.0
0.8
0.6
0.4

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

(b)

2.0
1.0

4.0

1.0
0.8
0.6
0.4

3.5
3.0

0.2
4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

2.5
2.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.5
1.0
0.5

0.0

0.0

1.0

12.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.5

Case B

1.4

5.0

2.0

0.0

4.0

12.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.5

0.0

4.0

3.0

3.0

0.2

0.0

4.0

3.5

Roll*(B/2)/Zeta0

3.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

4.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

Roll*(B/2)/Zeta0

1.4

5.0

0.0
4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

(c) Case C
図-5.8 浮消波堤の動揺量＜浮体幅による影響の比較＞（左：スウェイ，中：ヒーブ，右：ロール）
り高くしないと十分な波浪低減効果が得られないと考え

波堤背後の平均波高との関連性はあまり明確ではなく，られる．

浮体幅の影響を受けた浮消波堤周りの回折波が関係して(4) 浮消波堤の動揺量いるものと推測される．

入射波が作用することによって発生する浮消波堤の動揺量について示す．図-5.8は，Case A，Case BおよびCase

5.4

Cにおける波力発電装置の波エネルギー吸収率ごとの浮波力発電装置の波エネルギー吸収による波浪低減効果

消波堤の動揺量を比較して示したものである．左図はスについて，浮消波堤（単数）の浮体喫水の影響を考慮して

ウェイ，中央図はヒーブ，また右図はロールである．横軸比較する．

波力発電装置の波浪低減効果（浮体喫水の影響）は波周期，縦軸は各動揺成分の動揺量の無次元値である．

(1) 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布

各ケースにおいて，波周期10sおよび12sの一部を除き，全浮消波堤の波向方向におけるセンターライン（y軸）上体的に，波エネルギー吸収率を上げると浮消波堤の各動の断面波高分布について示す．図-5.9は，Case Aおよび揺成分の動揺量は減少する傾向にある．また，浮体幅が広Case A”における装置なしおよび75%吸収の場合の断面波

くなるにつれて，スウェイとロールは短周期側で小さく，高分布を示したものである．横軸はy軸方向の位置であり，逆に長周期側で大きくなり，ヒーブは波周期6sで大きくな

縦軸は波振幅比（波高比）である．装置なしの場合は，浮っている．これらの浮消波堤の動揺特性と図-5.7の浮消

体喫水の深いCase A”において，浮消波堤の背後の波高が- 19 -

Wave Amplitude Ratio

4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(a) 装置なし（Case A）
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(b) 装置なし（Case A”）
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(c) 75%吸収（Case A）-125.04s

2.5center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

(d) 75%吸収（Case A”）
図-5.9 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布（Case A，Case A”）
低減するはずである．しかしながら，波周期6sのときのみきに浮消波堤の背後で波高が増加しているのが見て取れ

波高が低減しており，
波周期4sのときは逆に波高が増加し，る．一方，波周期8sのときは，浮体喫水の深いCase A”のほこれら以外の波周期では波高はあまり変わらない．一方，うが若干波峰は明確であるが，浮消波堤背後の波高の違75%吸収の場合は，波力発電装置の波エネルギー吸収によいはそれほど明瞭ではない．すなわち，装置なしの場合は，り，装置なしの場合よりも消波堤背後の波高が全体的にこれらの波周期では浮体喫水を深くしても大きな波浪低低減している．また，Case AよりもCase A”のほうが，波高減効果は得られていない．また，75%吸収の場合は，装置が大きく低減している傾向にある．

なしの場合と比べて，浮消波堤の前方の波高が低減して(2) 浮消波堤周りの平面波高分布

おり，波周期4sのときは浮消波堤の背後の波高も低減して浮消波堤の周辺海域の平面的な波高分布について示す．

いるのが明らかである．加えて，波周期8sのときは，浮消

図-5.10は，Case AおよびCase A”における装置なしおよび

波堤背後の波高が低下している範囲も広くなっている．

75%吸収の場合の平面波高分布を示したものである．左図

波力発電装置の波エネルギー吸収による有効性を示す一は波周期4sの場合であり，右図は波周期8sの場合である．

つの証左であると言える．

また，波高分布は，図-5.9と同様に波振幅比（波高比）で(3) 浮消波堤の背後海域における平均波高表している．装置なしの場合は，Case A”の波周期4sのと浮消波堤からある程度離れた背後海域における平均波- 20 -

(a) 装置なし（Case A）(b) 装置なし（Case A”）(c) 75%吸収（Case A）(d) 75%吸収（Case A”）
図-5.10 浮消波堤周りの平面波高分布（Case A，Case A”）（左：波周期 4s，右：波周期 8s）- 21 -

Wave Amplitude Ratio

1.2
1.0
0.8

0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2

0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(a) Case A
Wave Amplitude Ratio

1.2

1.0
0.8
0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2
0.0

4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

(b)

10.0

12.0

Case A’

Wave Amplitude Ratio

1.2

1.0
0.8
0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2
0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(c) Case A”
図-5.11 浮消波堤の背後海域における平均波高＜浮体喫水による影響の比較＞
高について示す．図-5.11は，Case A，Case A’およびCase

減効果の大きいCase A”において，99%吸収の場合に波高A”における波力発電装置の波エネルギー吸収率ごとの平比が波周期6sで0.5程度，また波周期8sで0.7程度となって均波高を比較して示したものである．横軸は波周期であいる．これらのことから，浮体幅の影響に関する考察のとり，縦軸は波振幅比（波高比）である．いずれのケースできと同様に，波力発電装置の波エネルギー吸収率を75%よも，波エネルギー吸収率を上げることにより，波浪低減効

りもかなり高くしないと大きな波浪低減効果を見込めな果が大きくなる傾向にあるが，99%吸収の場合に大きな効

いと考えられる．

果を得ることができている．Case A’では，Case Aと比べる(4) 浮消波堤の動揺量と，波周期6sのときに波高比が最大で0.1程度低下してい入射波が作用することによって発生する浮消波堤の動るが，他の波周期では波高比にほとんど差異がない．また，

揺量について示す．図-5.12は，Case A，Case A’およびCase

Case A’とCase A”を比較しても，波エネルギー吸収の影響

A”における波力発電装置の波エネルギー吸収率ごとの浮は波周期6s以下のときに見られ，長周期側では波高比にほ消波堤の動揺量を比較して示したものである．左図はス

とんど違いが見られない．すなわち，全体的には，波力発

ウェイ，中央図はヒーブ，また右図はロールである．横軸電装置の有無にかかわらず，浮体喫水の深いCase A”の場

は波周期，縦軸は各動揺成分の動揺量の無次元値である．

合に，短周期側で波浪低減効果が大きくなる傾向にある

各ケースにおいて，波周期10sおよび12sの一部を除き，全と言える．また，波力発電装置の効果については，波浪低体的に，波エネルギー吸収率を上げると浮消波堤の各動- 22 -

3.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2
Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

4.0

1.4
Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

2.0
1.0

1.0
0.8
0.6
0.4

3.5
3.0
Roll*(B/2)/Zeta0

5.0

0.2

0.0
6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

2.0
1.5
1.0
0.5

0.0
4.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.0
4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)12.0(a) Case A

2.0

1.0

1.0
0.8
0.6
0.4

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

6.0

(b)
Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

2.0
1.0

4.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.0
0.8
0.6
0.4

3.5
3.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

2.5
2.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.5
1.0
0.5

0.0
4.0

1.0

12.0

0.2

0.0

1.5

Case A’

1.2
Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

8.0
10.0
Wave Period (s)

1.4

5.0

2.0

0.0
4.0

12.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.5

0.0
4.0

3.0

3.0

0.2

0.0

4.0

3.5

Roll*(B/2)/Zeta0

3.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2
Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

4.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

Roll*(B/2)/Zeta0

1.4

5.0

0.0
4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

(c) Case A”
図-5.12 浮消波堤の動揺量＜浮体喫水による影響の比較＞（左：スウェイ，中：ヒーブ，右：ロール）
揺成分の動揺量は減少する傾向にある．また，浮体喫水がCase A3における装置なしおよび75%吸収の場合の断面波深くなるにつれて，全ての動揺成分の動揺量は減少して高分布を示したものである．横軸はy軸方向の位置であり，いる．これらの浮消波堤の動揺特性と図-5.11の浮消波堤

縦軸は波振幅比（波高比）である．ここで，Case A1は，背後の平均波高を見比べると，長周期側では，浮体喫水がCase Aと同一のケースである．装置なしの場合は，浮消波深い場合に浮消波堤の動揺量が小さい影響が現れていな

堤（複数）である浮体長さの長いCase A3では，浮消波堤

い．これは，浮消波堤周りの回折波が，浮体喫水の増加に（単数）のCase A1と比べて，波周期6sおよび8sのときに伴って変化することが一因として考えられる．

浮消波堤の背後の波高が増加しており，長周期側の波周期では波高はあまり変わらない．一方，75%吸収の場合は，5.5

波力発電装置の波浪低減効果（浮体長さの影響）

波力発電装置の波エネルギー吸収により，装置なしの場

波力発電装置の波エネルギー吸収による波浪低減効果

合よりも浮消波堤の背後の波高が全体的に低減している．

について，浮消波堤（単数）および浮消波堤（複数）の浮

しかしながら，Case A3では，特に長周期側において浮消

体長さの影響を考慮して比較する．

波堤の直背後付近で波高の上昇があり，Case A1とは異な(1) 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布った波形形状を示している．
(2) 浮消波堤周りの平面波高分布

浮消波堤の波向方向におけるセンターライン（y軸）上の断面波高分布について示す．図-5.13は，Case A1および浮消波堤の周辺海域の平面的な波高分布について示す．

- 23 -

Wave Amplitude Ratio

4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(a) 装置なし（Case A1）
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(b) 装置なし（Case A3）
4s

2.5

center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-125.0-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

Wave Amplitude Ratio(c) 75%吸収（Case A1）-125.04s

2.5center line

6s

8s

10s

12s

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

-100.0

-75.0

-50.0

-25.0

0.0
25.0
Position（m）

50.0

75.0

100.0

125.0

(d) 75%吸収（Case A3）
図-5.13 浮消波堤のセンターライン上の断面波高分布（Case A1，Case A3）
図-5.14は，Case A1およびCase A3における装置なしおよた，75%吸収の場合は，装置なしの場合と比べて，浮消波

び75%吸収の場合の平面波高分布を示したものである．左堤の前方の波高が低減しており，
波周期8sのときは浮消波

図は波周期4sの場合であり，右図は波周期8sの場合である．

堤の背後の波高も低減している．その一方で，Case A3でまた，波高分布は，図-5.13と同様に波振幅比（波高比）

波周期4sのときは，浮消波堤の背後の波高は若干増加してで表している．Case A3では，浮消波堤の背後の入射波にいるように見える．

対する遮蔽域がCase A1と比べて拡大している．装置なし(3) 浮消波堤の背後海域における平均波高の場合は，Case A3の波周期4sのときに浮消波堤の背後で浮消波堤からある程度離れた背後海域における平均波

波高の上下変化が斑状に広く分布している．一方，波周期高について示す．図-5.15は，Case A1，Case A2およびCase

8sのときは，Case A3において，浮消波堤の中心部分の直A3における波力発電装置の波エネルギー吸収率ごとの平背後あたりで波高の盛り上がりが見られ，Case A1よりも均波高を比較して示したものである．横軸は波周期であ背後海域における波高が増加する傾向にある．つまり，浮り，縦軸は波振幅比（波高比）である．いずれのケースで消波堤（複数）の場合には，浮消波堤（単数）よりも波浪

も，波エネルギー吸収率を上げることにより，波浪低減効に対する背後の遮蔽域は広がるが，波周期によっては波果が大きくなる傾向にあるが，浮消波堤（複数）である

浪低減効果が得られない可能性があると考えられる．まCase A2およびCase A3においてその傾向が顕著である．ま- 24 -

(a) 装置なし（Case A1）(b) 装置なし（Case A3）(c) 75%吸収（Case A1）(d) 75%吸収（Case A3）
図-5.14 浮消波堤周りの平面波高分布（Case A1，Case A3）（左：波周期 4s，右：波周期 8s）- 25 -

Wave Amplitude Ratio

1.2
1.0
0.8

0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2

0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(a) Case A1
Wave Amplitude Ratio

1.2

1.0
0.8
0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2
0.0

4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

(b)

10.0

12.0

Case A2

Wave Amplitude Ratio

1.2

1.0
0.8
0.6

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.4
0.2
0.0
4.0

6.0

8.0
Wave Period (s)

10.0

12.0

(c) Case A3
図-5.15 浮消波堤の背後海域における平均波高＜浮体長さによる影響の比較＞
た，Case A2とCase A3の比較では，波エネルギー吸収率にの浮消波堤の動揺量を比較して示したものである．左図

よっては，特に短周期側で浮体長さの短いCase A2のほうはスウェイ，中央図はヒーブ，また右図はロールである．

で波浪低減効果が大きくなっている．一方で，Case A3で

横軸は波周期，縦軸は各動揺成分の動揺量の無次元値では，例えば，99%吸収の場合には，波周期10s以上においてある．各ケースにおいて，波周期10sおよび12sの一部を除

波高が0.6以下となり，主に長周期側の波浪に対する低減

き，全体的に，波エネルギー吸収率を上げると浮消波堤の効果が期待できる．しかしながら，Case A3で75%吸収の

各動揺成分の動揺量は減少する傾向にある．一方で，各動場合には，波周期6s以上における波高比は0.8程度となっ

揺成分の動揺量は，Case A1，Case A2およびCase A3の全てている．これらのことから，浮消波堤（複数）の場合には，のケースで概ね同じ値となっている．これらのケースで波力発電装置の波エネルギー吸収率を75%よりもかなり

は，波向に対する浮消波堤の断面形状が同一であり，また高くすることが可能であれば，大きな波浪低減効果を得単体の浮消波堤（単数）を基数倍した係留方式であるため，ることができると考えられる．

2次元断面上では，同じ浮体構造物としての動揺特性を示(4) 浮消波堤の動揺量していると考えられる．また，これらの浮消波堤の動揺特

入射波が作用することによって発生する浮消波堤の動性と図-5.15の浮消波堤背後の平均波高との関連性は明揺量について示す．図-5.16は，Case A1，Case A2および確ではなく，浮消波堤の動揺に加えて，その浮体長さによCase A3における波力発電装置の波エネルギー吸収率ごとる回折波の影響も受けているものと推測される．

- 26 -

3.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2
Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

4.0

1.4
Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

2.0
1.0

1.0
0.8
0.6
0.4

3.5
3.0
Roll*(B/2)/Zeta0

5.0

0.2

0.0
6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

2.0
1.5
1.0
0.5

0.0
4.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.0
4.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)12.0(a) Case A1

2.0

1.0

1.0
0.8
0.6
0.4

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)(b)

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

1.0

4.0

1.0
0.8
0.6
0.4

3.5
3.0

0.2
4.0

6.0

8.0
10.0
Wave Period (s)

2.0
1.5
1.0
0.0

4.0

12.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.5

0.0

0.0

1.0

12.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2

2.0

1.5

Case A2

1.4
Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

2.0

0.0
4.0

5.0

2.5

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

0.5

0.0

4.0

3.0

3.0

0.2

0.0

4.0

3.5

Roll*(B/2)/Zeta0

3.0

Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

1.2

Heave/Zeta0

Sway/Zeta0

4.0

1.4
Kr=1.0Kr=0.7
Kr=0.5
Kr=0.1

Roll*(B/2)/Zeta0

5.0

6.0
8.0
10.0
Wave Period (s)

12.0

4.0

(c) Case A3
図-5.16 浮消波堤の動揺量＜浮体長さによる影響の比較＞（左：スウェイ，中：ヒーブ，右：ロール）

6. 結論

波浪低減が見込めないことがわかった．
3) 波力発電浮消波堤の形状や係留方式の構成によって，本研究では，振動水柱型波力発電装置を搭載した浮消

その動揺特性やその周囲の回折波が変化するが，対象と波堤として「波力発電浮消波堤」を提案し，波力発電装置

した浮消波堤の形状の範囲では，幅，喫水および長さがの波エネルギー吸収による浮消波堤の背後海域における背後海域の平均波高に与える影響はあまり大きくない

波浪低減効果について，3 次元ポテンシャル接続法に基づことが判明した．

く浮体動揺計算により検証した．

7. おわりに本研究の主な結論は，以下の通りである．
1) 波力発電浮消波堤の背後海域の一定範囲における平均波高から，全体的傾向として，入射波の波周期が短い場

本研究では，波力発電浮消波堤の波浪低減効果を検証

合，剛な係留方式の場合，また波力発電装置の波エネル

するために，浮体動揺計算による基礎的な検討を実施しギー吸収率が高い場合に浮消波堤の波浪低減効果が大た．今後は，波力発電浮消波堤の具体化に向けて，波力発

きいことを確認した．

電浮消波堤の形状や係留方式，発電機構などに関する技

2) 波力発電装置による波エネルギー吸収率が 75%よりも術開発的研究を進めることが重要である．

かなり高くないと，浮消波堤の背後海域において十分な（2021年6月4日受付）- 27 -

参考文献

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- 28 -

港湾空港技術研究所資料

No.1385

２０２１．６

編集兼発行人

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

発

港 湾 空 港 技 術 研 究 所

行

所

横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号
TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

C （2021）by MPAT
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of MPAT
この資料は、海上・港湾・航空技術研究所理事長の承認を得て刊行したものである。したがって、
本報告書の全部または一部の転載、複写は海上・港湾・航空技術研究所理事長の文書による承認を得ずしてこれを行ってはならない。