港湾空港技術研究所報告第 62 巻第 3 号(2023.9)

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討濱野

有貴*・平山要

克也**

旨

近年，台風来襲時の岸壁において高潮・高波による越波浸水被害が発生しており，気候変動の影
響による平均海面の上昇と台風の強大化により今後このような被害が増加することが懸念されている．一方で，岸壁での越波浸水現象については未だ検討が不十分であり，断面的かつ定常な現象を想定した高山（2018）による浸水深の簡易算定法が提案されている程度である．したがって，より現実的な岸壁上での越波浸水現象を検討するうえでは，平面場を対象としかつ非定常な現象として捉えた数値計算や模型実験による検討を行う必要があると考えられる．そこで，本研究においては，
台風 1821 号来襲時の神戸港六甲アイランド地区を対象として，時々刻々変化する波浪・潮位を考慮した埠頭越波浸水計算を実施するとともに，実験施設の機能上の制約から波浪・潮位を一定とした
平面模型実験とその再現計算を実施し，越波浸水過程の把握を試みた．以下に主要な結論を示す．
・遷移期間を設けて時刻毎に異なる成分波の振幅及び静的な高潮潮位を滑らかに接続できるよう，
ブシネスクモデルの造波方法を修正し，時々刻々変化する波浪・潮位を考慮した埠頭越波浸水計算を行った．現状の計算モデルでは痕跡高を説明できるほどの最大浸水高は算定されないものの，各時刻における岸壁法線に沿う越波流量や流出流量及び浸水履歴に応じて，浸水域が時間変化する過程が算定されることを確認した．
・波浪・潮位を一定とした越波浸水状況に関する平面模型実験及びブシネスクモデルによる再現計算を行った．その結果，実験結果に対する計算結果の再現精度が高いことを確認したうえで，実験結果を補完する再現計算結果として岸壁上での越波水塊の平面的な挙動について確認し，越波量と流出量が均衡することで定常状態へと近づく，岸壁埠頭特有の越波浸水過程を面的に把握することができた．
・波浪・潮位を一定とした越波浸水状況に関する平面模型実験及びその再現計算で得られた浸水高との比較を通じて，越波による岸壁上の浸水深の簡易算定法を平面波浪場に適用した場合の課題について明らかにした．
キーワード：浸水，岸壁，越波，高潮，ブシネスクモデル* 沿岸水工研究領域 波浪研究グループ 主任研究官** 沿岸水工研究領域 波浪研究グループ長〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬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：046-844-5042
Fax：046-841-3888
E-mail：hamano-y@p.mpat.go.jp- 142 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.62, No.3 (Sep.2023)

A Study on Calculation Method of Inundation due to Wave Overtopping
Considering Inflow and Outflow on Quay

Yuki HAMANO*
Katsuya HIRAYAMA**
Synopsis
In recent years, overtopping of high waves superposed storm surges during typhoon passing
cause flood damage on quay, and it is feared that such damage will increase in the future due to thesea level rise and the strengthening of typhoons caused by the influences of climate change. On theother hand, the phenomenon of inundation of wave overtopping on quay has not been fully
investigated yet, although a simple estimation method of the inundation depth in a cross section andin a steady condition is proposed by Takayama (2018). So, in this situation, it is required to performhorizontal numerical calculations and model experiments in unsteady conditions. Therefore, in thisstudy, continuous numerical simulations of inundation on quay at Rokko Island in Kobe port due towave overtopping superposed storm surge are conducted while changing wave condition and tidelevel during the typhoon No. 1821 (Jebi) passing. Moreover, the horizontal model experiment isconducted in constant wave conditions and tide levels to verify the calculation accuracy of a
Boussinesq model and to complement distribution of inundation levels and velocities which are
difficult to measure in model experiment. On the basis of the above consideration, the process ofinundation on quay due to wave overtopping and storm surge is tried understanding. The main
conclusions are shown below.
・By modifying the wave generation method of the Boussinesq model to smoothly connect theamplitudes of the component waves and the tide levels at different times and performing wharf
overtopping flood calculations that change the wave and tide conditions, it is confirmed that thecalculated flood area changes because of the change of wave and tide level and the history of flood.
・Several horizontal model experiments and their simulations under constant wave and tideconditions were conducted. While high reproducibility of the calculations was confirmed, the planar
behavior of the overtopping water on the quay was investigated from the calculation resultscomplementary to the experimental results. The overtopping flooding process unique to wharves,which approaches a steady state while the inflow and outflow volumes are balanced, was realized.
・By comparing the inundation heights obtained by a simple estimation method with ones
obtained by the experiments and their simulations, the issues on applying the simple estimation
method to estimating planar behavior of overtopping water on the quay were clarified.
Key Words: inundation, wharf, wave overtopping, storm surge, Boussinesq model* Senior Researcher, Wave Group, Coastal Hydraulic Engineering Department** Head of Wave Group, Coastal Hydraulic Engineering Department
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5042
Fax : +81-46-841-3888
E-mail : hamano-y@p.mpat.go.jp- 143 -

目

要

次旨 ························································································································ 142

1. まえがき ·················································································································· 145
2. 時間変化する波浪・潮位を対象としたブシネスクモデルによる埠頭越波浸水計算 ············· 145
2.1

台風来襲時の高波・高潮の時間変化とその対応 ······················································ 145

2.2

高波・高潮による越波浸水過程の連続計算 ····························································· 147

3. 六甲アイランド南東部を対象とした平面模型実験とその再現計算 ··································· 152
3.1

実験及び計算方法 ································································································· 152

3.2

実験及び計算結果と考察 ······················································································ 154

4. あとがき ·················································································································· 158

謝辞 ····························································································································· 159
参考文献 ······················································································································· 159
付録A ···························································································································· 159- 144 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討

スクモデルによる埠頭越波浸水計算

1. まえがき
現行の技術基準1) では，異常時の静穏度解析は港内施岸壁上での越波浸水現象に関する知見を得るために，設の性能に大きな影響を与える波高の限界値に対して港

台風1821号が来襲した大阪湾沿岸をモデルケースとして

内波高を照査するのみであり，港内各施設の性能設計をブシネスクモデルによる再現計算を実施した．大阪湾沿個別に実施するための記述は見られない．特に，岸壁天岸では台風1821号の来襲による大規模な高潮氾濫は免れ

端高の多くは平常時の係留・荷役作業の容易さ・安全性たものの，高潮に重畳した高波が護岸や岸壁を乗り越え，などの観点から設定されるため，平成30年9月に大阪湾

港湾区域等の堤外地を中心に浸水被害が発生した．この沿岸，令和元年9月に横浜港沿岸で相次ぎ発生したよう

うち岸壁を含む埠頭では，台風通過に伴う潮位や波浪

な高潮・高波による港湾施設の越波浸水被害は，気候変（波高，周期，波向）の経時変化に応じて越波水塊の流動の影響による平均海面の上昇と台風の強大化により今入・流出のバランスが変化し，それらが浸水深や浸水域後増加することが懸念される．

の時間変化に反映されるものと想定される．そのため，

ここで，被災時の岸壁で起こり得る水理現象を考える

数値計算等を用いて埠頭の越波浸水状況を適切に推定・と，護岸とは異なり前面にパラペットが設置されない岸把握するためには，ピーク時だけでなくその前後を含め壁上では，押し波時に越波水塊が陸側へ流入する一方，た時々刻々の波浪・潮位の変化を境界条件に反映させる

引き波時には越波水塊が海側へ流出することが想定され必要があると考えられる．また，埠頭用地を含めた広いる．これは，越波流量の算定において，陸側への流入の範囲での浸水過程を再現するためには，波浪・潮位条件

みを考慮してこれらの時間平均値を整理した護岸越波流の時間変化を考慮した連続計算が必要となる．

量算定図

2)

そこで，ブシネスクモデル（NOWT-PARI Ver5.3）に対を単純に適応することはできないことを示し

して波浪・潮位条件を段階的に遷移させる機能を新たにている．
そこで，高山3) は岸壁上への越波水塊の流入量と流出追加し，台風1821号来襲時の高波・高潮変化による神戸量の平衡状態を考えて，水平な岸壁上の浸水深の算定式

港六甲アイランドコンテナ埠頭の越波浸水過程に関するを提案している．しかしながら，この算定式は断面に対連続計算を行い，浸水状況について検討した．

して検討を行ったものであり，岸壁上での平面的な浸水域の広がりやそれらの時間変化は考慮されていない．し2.1

台風来襲時の高波・高潮の時間変化とその対応たがって，より現実的な岸壁上での越波浸水現象を検討(1) 台風1821号による六甲アイランドの浸水状況

するうえでは，平面場を対象とした数値計算や模型実験

本研究では，主に神戸港六甲アイランド地区東側での浸水状況に着目して検討を行った．六甲アイランド地区

により非定常な検討を行う必要があると考えられる．
そこで，本研究では，台風1821号の来襲に伴う高潮・では，まず港内で発生した東寄りの波浪によって低地で高波により重大な浸水被害が生じた神戸港六甲アイランの浸水が始まり，その後，潮位が岸壁の天端高を越えてド地区コンテナバースをモデルケースとして，岸壁での港外から侵入した波と重畳することで浸水が広範囲に及越 波 浸 水 計 算 が 可 能 なブ シ ネス ク モデ ル （NOWT-PARI

んだことが，非線形長波モデルによる高潮推算及びVer5.3）

4)

SWANによる波浪推算を実施した大阪湾港湾等におけるを用いて当時の浸水過程の再現計算を試みるとともに，それらの精度検証を主な目的とした同地区南

高潮対策検討委員会7) により報告されている．そのため，東部における平面模型実験を実施した．そのため，ブシ

六甲アイランド地区の浸水状況を再現するために本研究

ネスクモデルによる越波浸水計算では，台風の移動に伴で実施する越波浸水計算においても，上記委員会を主催

う波浪・潮位の時間変化を境界条件として与える機能をした国土交通省近畿地方整備局からこれらの結果を借用

新たに追加して用いた．一方，このような平面模型実験して用いた．ただし，東寄りの波浪によって生じた初期を実施できる水槽は未だみられないため，計算精度の検の浸水は本研究で対象としたコンテナ埠頭の浸水状況に証に用いる越波浸水状況の実験結果は波浪・潮位が一定

大きな影響を与えないことが予想されたため，再現計算と仮定できるピーク時を対象に取得することとした．

の対象外とした．

なお，本報告の内容は2本の既往論文

5) ,6)

このうち，高潮推算による六甲アイランド地区周辺でに加筆し，の最大高潮水位の平面分布，及び近傍の神戸検潮所にお再編したものである．

ける潮位偏差の時間変化を，観測値とともに図-2.1に示す．推算された潮位偏差の時系列には2つのピークがあ

2. 時間変化する波浪・潮位を対象としたブシネ- 145 -

濱野

有貴・平山

克也

り，いずれもピーク時の観測潮位に比べやや過小ではあるものの，全体として比較的よく一致していることが確認できる．また同様に，神戸港NOWPHAS地点における波浪推算結果（波高，波向）の時系列を観測結果と比較したものを図-2.2に示す．観測波高に比べ推算されたピーク波高はやや過大，出現時刻はやや遅れ気味であるが，ピーク後の観測波向はよく再現できている．また，波向が欠測となっているピーク前後の風況の観測結果では風向が東系から南系に急変したことが別途確認されることから，ピーク直前の急激な波向変化も含め，これらの推算結果は信頼に足るものと判断した．
(2) ブシネスクモデルによる連続計算への対応
NOWT-PARIでは，WAM，SWAN，Wave Watch III等の波浪推算モデルやエネルギー平衡方程式法で出力される接続境界上の任意形状方向スペクトルの空間分布を用
図-2.1

により，上記のスペクトル法とブシネスクモデルに代表
Significant Wave Height（m）ている．ここでは，接続境界上で与える各成分波リスト
を段階的に時間変化させることを考える．波浪推算モデ
ルとの接続境界上で得た複数時刻の方向スペクトルの空間分布を時間軸に沿って並べ，遷移期間を設けて，ある
時刻の方向スペクトルに対応する個々の成分波の振幅をーション法による以下の式により造波が行われる．

Significant Wave Period(s)NOWT-PARIの入射境界（y軸上）ではシングルサンメ

(1)
2𝜋𝑓 𝑡

8.0

Significant Wave Height(cal.)Significant Wave Height(obs.)
Wave Direction(cal.)Wave Direction(obs)

Significant Wave Period(cal.)Significant Wave Period(obs.)

6.0
4.0
2.0
0.0
10:00:00 11:00:00 12:00:00 13:00:00 14:00:00 15:00:00 16:00:00 17:00:00 18:00:00
2018/9/4

𝑎 𝑦 ∙ sin 𝑘 𝑦 𝑥 cos 𝜃𝑘 𝑦 𝑑𝑦 sin 𝜃

5.0

10.0

次の時刻の振幅へと徐々に移行する造波方法を導入した．

𝜂

360
315
270
4.0
225
3.0
180
135
2.0
90
1.0
45
0.0
0
10:00:00 11:00:00 12:00:00 13:00:00 14:00:00 15:00:00 16:00:00 17:00:00 18:00:00
2018/9/4
6.0

される波動モデルとの片方向接続計算9) をすでに実現し高潮推算結果（上：潮位分布，下：潮位偏差）7)
θ（degrees from north）

いて，これらに対応する多方向不規則波を造波すること

𝜀

図-2.2

波浪推算結果（神戸港 NOWPHAS 地点）7) ，8)

し，𝑎 ，𝑘 ，𝑓 ならびに𝜃 はそれぞれ，𝑛番目の成分波の振幅，波数，周波数ならびに波向を示している．また，Elevation(m)ここで，添字の𝑛は𝑛番目の成分波の値であることを示

t1

𝑁 は成分波の総数，𝑡は時間である．
図-2.3

ある時刻の方向スペクトルに対応する個々の成分波のTransition TimeTime(s)t2

AM 波理論を用いた連続造波イメージ

振幅を次の時刻の振幅へと徐々に移行するために，AM波の理論10) にならい，以下の式を適応した．
𝑎 𝑡

𝑎

𝑎
𝑡

𝑎
𝑡
𝑡

𝑡 ; 𝑡

𝑡

𝑎 ; 𝑡

𝑡

𝑎 ; 𝑡

𝑡

図-2.3 に，段階的に時間変化するある成分波形のイメ𝑡ージを示す．(3)式に示している通り，図-2.3 のような成(2)分波を𝑁 個足し合わせることで時間変化する不規則波を

ここで，𝑡 ，𝑡 は 遷移期間の開始時刻及び終了時刻で再現することとなる．また，各時刻の潮位もこれと同時ある．(1)式の振幅に(2)式を適応すると，例えば遷移期間に移行させるものとし，静水面に対する相対的な地盤高𝑡𝑡
𝜂𝑡 では，以下の式により造波が行われる．
𝑎 , 𝑦

𝑎 , 𝑦
𝑡

∙ sin 𝑘 𝑦 𝑥 cos 𝜃

𝑎 , 𝑦
𝑡

を上下させることで潮位変化を表現した．ただし，遷移期間を除く時間帯は通常の造波と同様，ある成分波リス𝑡𝑘 𝑦 𝑑𝑦 sin 𝜃𝑡トからなる多方向不規則波をある潮位一定のもとで時間

(3)
2𝜋𝑓 𝑡

発展させる．なお，この期間の波浪場は波による水面変𝜀- 146 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討

4.5

3.0

4.0

3.0

3.5

2.5

3.5

2.5

3.5

2.5

3.0

2.0

3.0

2.0

3.0

2.0

2.5

1.5

2.5

1.5

2.5

1.5

2.0

1.0

2.0

1.0

2.0

1.0

1.5

0.5

1.5

0.5

1.5

0.0

1.0

0.0

1.0

Calculated Time

1.0

Calculated Time

Tide Level

Hs(m)

Hs

Hs

3.5

0.5

Calculated Time2018/9/4

2018/9/4

2018/9/4(a)Case1(b)Case2(c)Case3

図-2.4

Tide Level

Elevation(T.P.+m)

3.5

4.0

Tide Level

Elevation(T.P.+m)

4.5

3.0

Hs

Hs(m)

3.5

4.0

Elevation(T.P.+m)

Hs(m)

4.5

0.0

ブシネスクモデルで設定した波浪・潮位の時間変化

動の時間スケールと比較して十分に長いため，統計的に定常とみなすこととした．
2.2

高波・高潮による越波浸水過程の連続計算(1) 計算条件
神戸港六甲アイランド東側を含む海域を対象として，
2.1(2)で改良したブシネスクモデルを用いて台風1821号
来襲時の高波・高潮による越波浸水過程に関する連続計算を実施した．空間格子幅はΔx=Δy=5m，差分時間間隔
は計算の安定性及び計算効率を考慮してΔt=T0/300s以下となるよう設定した．波浪・潮位条件は，2.1(1)に基づき設定した．すなわち，ブシネスクモデルとの接続境界上における方向スペクトルの空間分布の出力時間間隔に合わせ，高潮潮位も20分毎に抽出して用いた．ただし，本計算モデルでは潮位が空間分布することは想定されないため，高潮推算結果に対して時刻毎に計算領域内での

図-2.5

平均潮位を算出して用いた．計算期間は接続境界上での地盤高（T.P.基準）(六甲アイランド東側)

スペクトル波高・潮位のピーク時刻を含む2018年9月4日
13:10～16:10の3時間とし，20分毎に設けた波高（各成分等の建物高さは含まれていない．また，六甲アイランド

波の振幅）・潮位の遷移期間は前後2.5分間を合わせた計5沖の防波堤の天端高は国土交通省近畿地方整備局より提分間とした．

供いただいた標準断面図を基に設定した．作成した地形

接続境界上でのスペクトル波高Hsの平均値及び計算領データのうち六甲アイランド東側の状況を図-2.5に示す．

域内での平均潮位の時間変化を図-2.4に示す．図より，(2) 計算結果

波高は14:40で最も高くなるが，潮位については14:00でまず，本研究で実施した高波・高潮浸水計算の精度を最も高くなっており，それぞれ最大となる時刻に40分の確認するために，Case1～Case3の各時刻に算定された図-ずれがある(Case1)．そこで，より顕著な浸水状況が想定

2.6 (a)に示す各地点での最大浸水高の推移を，土木学会

される条件でも検討するため，波浪の生起時刻を20分

海岸工学委員会 11) ,12) による痕跡高の調査結果と比較して(Case2)，及び40分(Case3)前倒しした計算についても実施

図-2.6(b)～(d)に示す．ここで，斜線でハッチングしたすることとした．特に，40分前倒ししたケースでは波高

棒グラフは地盤高を示し，その地点・時間帯に浸水が生及び潮位が最大となる時刻が14:00で一致することとなる．

じていないことを表す．また，図の最奥に痕跡高を示す．

海底地形データは高潮推算に用いられた25m幅の水深

いずれの時間帯でも最大浸水高は痕跡高まで到達せず，

格子データを5m格子に補間して用いた．陸上地形につい

特に P9では一度も浸水していない．したがって，計算結ては国土地理院が提供する5m格子DEMデータを用いる

果は当時の浸水状況を過小評価しているようであるが，とともに一部嵩上げされた部分については測量データを

痕跡高には建物壁面等での波の打上げ等による影響も含用いた．なお，5m格子DEMデータでは倉庫やコンテナ

まれると考えられるため，今後精査が必要である．

- 147 -

濱野

有貴・平山

克也

Ｐ１

Ｐ２
Ｐ3

Ｐ4
Ｐ5
Ｐ6

Ｐ7
Ｐ9

Ｐ8

(a) 痕跡高調査地点
図-2.6(b) Case1(c) Case2(d) Case3

痕跡高調査地点及び Case 毎の 20 分間最大浸水高の推移(T.P.基準)(a) 13:50〜14:10（Hs =2.60m）(b) 14:30〜14:50（Hs =4.00m）
図-2.7(a) 13:50〜14:10（Hs =3.30m）(b) 14:30〜14:50（Hs =3.69m）
図-2.8(a) 13:50〜14:10（Hs =4.00m）(c) 15:10〜15:30（Hs =3.17m）

各時刻の有義波高分布(Case2)(b) 14:30〜14:50（Hs =3.47m）
図-2.9(c) 15:10〜15:30（Hs =3.47m）

各時刻の有義波高分布(Case1)(c) 15:10〜15:30（Hs =2.95m）

各時刻の有義波高分布(Case3)

次に，各時刻の有義波高分布を図-2.7～図-2.9に示す．

折波高が到達するのみであったことが確認できる．また，Case毎で各時刻での波高と潮位の組合せに違いがあるこ

生起時刻をずらし異なる潮位に対して算定した有義波高ともあり，有義波高の分布は同じ波高の条件であっても分布について見ると，いずれの時刻についても同様に六完全に一致するものではないが，図-2.7(b)に示すCase1

比較的小さな回折波が到達するのみであることが確認ででの波高のピーク時刻（14:40頃）において沖防波堤開口き，到達する波高が低いことは最大浸水高が低くなって部から港内に入射する主波向は六甲アイランドには向かいる一因であると考えられる．

わず，六甲アイランド東側の各岸壁には比較的小さな回

さらに，波高・潮位の時間変化が最大浸水高に及ぼす- 148 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討

影響を確認するために，Case毎に以下の通り考察した．

3.5

0.50

a) Case1の浸水状況
q(m3/s/m)

各時刻における 20 分間毎の岸壁沿いの時間平均越波量の算定結果を図-2.10 に示す．また，最大浸水高分布の

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

算定結果を痕跡高の調査結果（〇印）と併せて図-2.11-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)

A
0に示す．さらに，最大浸水高に対する越波の寄与度を確

D E

0.5

F

G

q(m3/s/m)

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

対応し，縦軸は各岸壁前面での時間平均越波流量を正負-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)

A0

別の値とともに示している．なお，負の越波流量は点線

B

500

Negative q
Tide Level (T.P.)

C

q

D E

Elevation(T.P.+m)

3.0は図-2.11 に示す記号 A～H を順に辿った岸壁法線距離に

0.5

F

G

H

0.0

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)(b) 14:30～14:50（潮位：T.P.+2.56m）

で示す陸側の地盤高から海への流出流量を示す．また，

3.5

0.50

図-2.11 の海側コンターは潮位，陸側のベクトルは平均q(m3/s/m)は，図-2.7 に示した有義波高分布を右のようにカラーバ

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

ーのレンジを変えて示す．

-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)

A
0

まず，図-2.10(a)より，潮位ピーク時にはAC区間，

500

B

Negative q
Tide Level (T.P.)

C

q

D E

Elevation(T.P.+m)

3.0
0.25

流れを示している．さらに，図-2.12 の海側コンターに

0.5

F

G

H

0.0

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)(c) 15:10～15:30（潮位：T.P.+1.92m）

DE区間及びFG区間で海側から陸側への水塊の流入が確

図-2.10認できる．また，図-2.11(a)より，CD区間背後での浸水

岸壁沿いの時間平均越波流量（Case1）(b) 14:30～14:50（潮位：T.P.+2.56m）(c) 15:10～15:30（潮位：T.P.+1.92m）

Case1 における各時刻の最大浸水高・平均流速ベクトルの平面分布

図-2.12

0.0

3.5

0.25

て描いたものを図-2.12 に示す．ここで，図-2.10 の横軸(a) 13:50～14:10（Hs =2.60m）

H1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)0.50

施し，各時刻の計算結果を図-2.11 の各図から差し引い図-2.11Cq(a) 13:50～14:10（潮位：T.P.+2.82m）

認するために潮位の時間変化のみを与えた浸水計算を実(a) 13:50～14:10（潮位：T.P.+2.82m）

B

500

Negative q
Tide Level (T.P.)

Elevation(T.P.+m)

3.0
0.25

(b) 14:30～14:50（Hs =4.00m）(c) 15:10～15:30（Hs =3.47m）

Case1 における各時刻の最大浸水高分布（越波寄与分）- 149 -

有貴・平山域の拡大及びAB区間背後の一部の浸水高は，流速ベクト

克也

0.50

ルが示すようにBC区間から流入した水塊によるものであ

3.5

q(m3/s/m)

ることがわかる．さらに，図-2.12(a)より，BC区間，
FG区間では特に沿い波による越波が生じていると考えら

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

れる．

-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)A
0

次に，その40分後の波高ピーク時には潮位が下がるた

C

D E

0.5

F

G

q(m3/s/m)

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

のとき図-2.11(b)より，AC区間背後の最大浸水高は一様-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)A0に分布する一方，DE区間背後には周辺の浸水域から水塊

Negative q
Tide Level (T.P.)

B

C

q

D E

Elevation(T.P.+m)

3.0

地盤高が低いDE区間では排水が卓越するようになる．こ

0.5

F

G

H

0.0

500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)(b) 14:30～14:50（潮位：T.P.+2.56m）が流入する．また，図-2.12(b)でみられるFG区間背後の0.50

浸水高は，AC区間背後と同様，潮位ピーク時以降も暫く

3.5
3.0

さらに，その40分後には図-2.10(c)より，地盤高の低q(m3/s/m)

0.25

継続した沿い波越波が湛水したものであると考えられる．

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

いAB区間の一部及びDE区間からの排水が確認され，図--0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)A
0

2.11(c)のように最大浸水高が全体的に低下する．また，
図-2.12(c)より，特にAC区間背後では越波による浸水量

500

Negative q
Tide Level (T.P.)

B

C

q

D E

0.5

F

G

0.0

(c) 15:10～15:30（潮位：T.P.+1.92m）
岸壁沿いの時間平均越波流量（Case2）(b) 14:30～14:50（潮位：T.P.+2.56m）(c) 15:10～15:30（潮位：T.P.+1.92m）

Case2 における各時刻の最大浸水高・平均流速ベクトルの平面分布(b) 14:30～14:50（Hs =3.69m）(c) 15:10～15:30（Hs =3.17m）

Case2 における各時刻の最大浸水高分布（越波寄与分）- 150 -

H

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)図-2.13も徐々に排水されるが，このように一部の区間でしか排図-2.15

0.0

3.5

0.25

減少すると同時に，AC区間では越波と排水がバランスし，(a) 13:50～14:10（Hs =3.30m）

H1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)0.50

越波が生じず，AC区間，DE区間では越波流量が大きく

図-2.14Bq(a) 13:50～14:10（潮位：T.P.+2.82m）

めに，図-2.10(b)より，地盤高が比較的高いFG区間では(a) 13:50～14:10（潮位：T.P.+2.82m）

500

Negative q
Tide Level (T.P.)

Elevation(T.P.+m)

3.0
0.25

Elevation(T.P.+m)

濱野岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討

水が生じない理由は，図-2.5からわかるように岸壁法線

0.50

上の地盤高が背後の浸水域よりも高いためである．

3.5

q(m3/s/m)b) Case2の浸水状況
同様に，岸壁沿いの時間平均越波流量を図-2.13 に，

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

最大浸水高分布を図-2.14 に，及びそのうち越波寄与分-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)

A
0を図-2.15 にそれぞれ示す．Case1 と比較すると潮位ピー

500

BNegative q
Tide Level (T.P.)

C

q

D E

0.5

F

G

H

0.50

間での水塊の流入がやや多く（図-2.13(a)），最大浸水

3.5

q(m3/s/m)

図-2.15(a)）．このように波高の生起時刻を 20 分前にず

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

らしたことによる結果への影響は確認できるが，浸水範-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)

A
0

囲が明確に変わる程度の違いは確認できない．

500

B

Negative q
Tide Level (T.P.)

C

q

D E

0.5

F

G

H

0.50

同様に，岸壁沿いの時間平均越波流量を図-2.16 に，

3.5

q(m3/s/m)を図-2.18 にそれぞれ示す．Case1（及び Case2）とは異

2.5
2.0

0.00

1.5
1.0

-0.25

なり潮位と波高のピーク時刻が一致するため，AC 区間，
DE 区間及び FG 区間での水塊の流入が Case2 と比較して-0.50

Positive q
Ground Height(T.P.)

A
0

500

B

Negative q
Tide Level (T.P.)

C

q

D E

Elevation(T.P.+m)

3.0
0.25

最大浸水高分布を図-2.17 に，及びそのうち越波寄与分

0.5

F

G

H

0.0

1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)(c) 15:10～15:30（潮位：T.P.+1.92m）

も僅かながら多く（図-2.16(a)），痕跡高を再現までに

図-2.16

は至らないものの岸壁背後の最大浸水高，及びそのうち

岸壁沿いの時間平均越波流量（Case3）(b) 14:30～14:50（潮位：T.P.+2.56m）(c) 15:10～15:30（潮位：T.P.+1.92m）

Case3 における各時刻の最大浸水高・平均流速ベクトルの平面分布

図-2.180.01000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)(b) 14:30～14:50（潮位：T.P.+2.56m）c) Case3の浸水状況(a) 13:50～14:10（Hs =4.00m）

Elevation(T.P.+m)

3.0
0.25

高，及びそのうちの越波寄与分も増大する（図-2.14(a)，図-2.170.01000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 7000
Distance(m)(a) 13:50～14:10（潮位：T.P.+2.82m）

ク時刻で波高が高いため，AC 区間，DE 区間及び FG 区(a) 13:50～14:10（潮位：T.P.+2.82m）

Elevation(T.P.+m)

3.0
0.25

(b) 14:30～14:50（Hs =3.47m）(c) 15:10～15:30（Hs =2.95m）

Case3 における各時刻の最大浸水高分布（越波寄与分）- 151 -

濱野

有貴・平山

克也

越波寄与分も増大する（図-2.17(a)，図-2.18(a)）．一方，その後は波高・潮位とも低下し越波が減少するとともに排水が卓越するため，各時刻における最大浸水高の低下量やそのうち越波寄与分の排水量に多少の違いはあるが，他の Case とほぼ同様な過程を辿ることになる．
Case1～Case3 の比較を通じて，対象とした波浪・潮位
条件では波浪ピークの生起時刻を変化させたことによる浸水域の明確な違いはみられなかった．また，最大浸水高に対する越波寄与分を確認することで波浪による浸水
高への影響も一定程度確認されたが，潮位による浸水が支配的であったであろうとの結論が得られた．
以上より，本モデルにより算定された最大浸水高はい
ずれも未だ過小と考えられるが，岸壁から流入してきた

図-3.1

対象位置

水塊により浸水域が拡大し，潮位が下がるにつれて地盤
高の低い岸壁から水塊が排水される現象が算定された．
すなわち，台風の通過に伴い生じる最大浸水高とその推移を適切に推定・把握するためには，越波や越流が増大する波浪と潮位の同時生起性だけでなく，排水を含めた越波浸水過程を考慮する必要があることが確認された．

3. 六甲アイランド南東部を対象とした平面模型
実験とその再現計算
2 章で示した通り，時間変化する波浪・潮位に対応するよう改良したブシネスクモデルによる再現計算では，

図-3.2

平面実験模型

痕跡高を説明できるほどの最大浸水高を算定することはできなかった．この原因としては数値モデルの計算精度や与えた外力条件の再現性など複数の要因が考えられた．

が，岸壁模型の再現範囲は，越波浸水現象に対して許容計算モデルでの再現が困難な場合には実験を行うことがし得る縮尺効果を勘案して設定した模型縮尺1/50におい考えられるが，波浪・潮位を変化させた平面模型実験をて，模型範囲外への水塊の流入・流出が可能な限り発生行うことは，現状では困難と言わざるを得ない．

しないよう（すなわち，閉じた系となるよう）に留意し

一方で，波浪・潮位を一定としたブシネスクモデルにつつ，用いる平面水槽の大きさに収まる範囲に設定した．

よる平面越波浸水計算にあっても，その精度検証は未だデュアルフェースサーペント水槽（短辺25m，長辺必ずしも十分とは言えない．そこで，埠頭における高48m，高さ1.5m）内に作成した神戸港六甲アイランド岸

潮・高波ピーク時の越波浸水現象に対する計算モデルの壁模型を図-3.2に示す．平面模型の作成にあたっては，精度検証を行うとともに，これにより計算結果の妥当性

2章の計算で用いた岸壁地形データと同様に国土地理院が確認されれば，実験では計測が困難な浸水時の面的なのDEMデータを用いるとともに，一部嵩上げされた部分

水位・流速分布やこれらの時間変化が計算結果から推定については測量データを用いた．一方，2章の計算で用されることを意図して，埠頭を対象とした平面越波浸水

いた海底地形データとは異なり，岸壁周辺の海底地形に実験を実施した．

よる波浪変形の影響は無視し得ると考え水深は一定（T.P.
-15.19m）とした．また，平面模型上には現地の建物模型

3.1

実験及び計算方法

を水色の躯体で再現し，越波遡上した水塊の流動が構造(1) 対象地形の設定物により変化する様子も再現することとした．ただし，再現対象とした岸壁位置を図-3.1に示す．図に示す通構造物の高さを正確に再現することはせず，波が乗り上り，2章と同様に六甲アイランド東部を対象としている

げない程度の十分な高さで作成した．さらに，実地形で- 152 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討

は海と接しないにもかかわらず岸壁模型の再現範囲外か

表-3.1

波浪・潮位条件

ら潮位による浸水が生じる恐れのある背後区間には板を縮尺立てるとともに，遡上した水塊が板で反射するのを防ぐ

波浪の種類

波向
SW
S
SE

ため前面には消波材を設置した．一方，岸壁模型の再現範囲外であっても潮位による背後からの浸水が想定され1/50る区間にあっては板を設置せず，再現範囲外との間の水塊流動を許容した．なお，ブシネスクモデルによる再現
計算では消波材なども含めて，現地量に換算して実験模台⾵1821号波浪
ピーク時波浪潮位の種類
台⾵1821号⾼潮
ピーク時潮位

現地量
⽔深(m)

⽔深（mm）

T.P.+2.815

18.01

360.2

17.75

355.0

17.11

342.2

SW
台⾵1821号波浪
T.P.+2.563
S
ピーク時潮位
SE
SW
台⾵1821号波浪
S
T.P.+1.922
ピーク時40分後潮位SE型と同様の地形データを作成した．
(2) 外力条件の設定
本研究で対象とした波浪・潮位条件を表-3.1に示す．
波浪・潮位条件は，2章と同様，非線形長波モデルによる高潮推算及びSWANによる波浪推算結果をもとに設定
した．
実験及び計算で造波した多方向不規則波は同じ成分波セットで構成されるため，造波境界上で同一の時系列波形が生成される．この成分波セットは，沖で与えた推算(a)波向 SW，T.P.+1.922m

スペクトルの波浪変形計算をブシネスクモデルにより実施し，各造波板または造波境界格子位置で方向スペクト
ルの空間分布を出力して，これらを各成分波の振幅の違いで再現する方法9) ,13) により作成する．この際，防波堤沖側からの波浪変形計算を行ったブシネスクモデルの計
算領域は2章で用いたものと同様である．対象波浪は台風来襲時の波浪推算結果のうち波高ピーク時の波浪（波向SW）に加えて，同じ波浪がS，SEから来襲したと仮定(b)波向 S，T.P.+1.922m

した3波浪とした．ここで，S，SEの成分波セットは，沖で与える推算スペクトルをそれぞれ45°及び90°回転させることにより生成した．図-3.3に各波向の有義波高の平面分布を示す．波向SEでは防波堤の遮蔽効果により西側では波高が減衰し，波向SEの波が岸壁の東側へ直接入射することが，波向S及び波向SWでは防波堤からの回折波が到達していることがそれぞれ確認できる．これらの波浪外力は実験水槽及び計算領域内の水域での波浪場が(c)波向 SE，T.P.+1.922m

定常に達してから60分間継続すると仮定し，それぞれ2

図-3.3

有義波高平面分布波群を対象に検討を行った．また，潮位条件については
高潮推算結果を参考に，高潮ピーク時，波浪ピーク時とその40分後の3潮位（それぞれ，T.P.+2.815m，+2.563m，+1.922m）とした．
(3) 実験及び計算方法
図-3.4に示す位置に波高計及び流速計を設置した．波
高計は約2m間隔で格子状に設置し，岸壁上の浸水高を計測した．また，岸壁前面に設置した波高計及び流速計を用いて，岸壁法線上での越波・流出流量の計測を試みた．
一方，ブシネスクモデルによる再現計算で用いる空間格

図-3.4

子幅はΔx=Δy=2.5mとした．なお，模型配置の制約上，- 153 -

模型量

潮位(m)

計測機器配置濱野(a)地盤高（T.P.基準）
図-3.5
2.0

(b)計測開始時刻(c)中間時刻

3.0
2.5

0.5

2.0

0.0

1.5

-0.5

1.0

-1.0

Positive q [cal.]Negative q [cal.]q [cal.]-1.5

Positive q [exp.]

Negative q [exp.]

q [exp.]

0.5

B

C 0.0

A
0

200

400

図-3.6

600

800

1000
1200
DIstance(m)

1400

1600

1800

2000

Elevation[T.P.+m]q[m3/s/m](d)計測終了時刻

3.5

Tide Level (T.P.)

1.0

-2.0

克也

地盤高及び代表時刻での平均浸水高・平均流速ベクトルの平面分布(波向 SW，T.P.+2.815m)

Ground Height (T.P.)

1.5

有貴・平山

2200

図-3.7

岸壁法線沿いの越波・流出流量

総越波量・総浸水量の時間変化(波向 SW，T.P.+2.815m)(波向 SW，T.P.+2.815m)
実験及びその再現計算では東側からの入射波が不足する

T.P.+1.922m を Case4 として示す．

恐れがあるため，防波堤の沖側を含む広い計算領域で算

各 Case における平面模型実験及び再現計算の結果は，定された岸壁法線上の複数地点での進行波高を目標波高

最大浸水高と代表時刻における平均浸水高・平均流れとして設定し，計測波高との誤差が最小になるよう各成（図-3.5，8，11，14），岸壁沿いの越波・流出流量（図分波の振幅値を一律に調整する造波検定を実施した．

-3.6，9，12，15），及び，浸水量の時間変化（図-3.7，
10，13，16）に着目して整理した．ただし，潮位による

3.2

実験及び計算結果と考察

静的な浸水が卓越する Case1 では，最大浸水高に代えて(1) 外力条件の設定

地盤高を示した（図-3.5(a)）．また，計算でのみ得られ実験及び再現計算は表-3.1 に示す波浪・潮位条件に対る平均流れの空間分布と浸水量の時間変化を除き，これして実施した．本報告では表に示すうち代表的な Case とらは実験結果と計算結果を比較して図に示した．具体的

して，台風来襲時において高潮ピークと波浪ピークが重には，最大浸水高または平均浸水高の空間分布を示す色

畳した波向 SW，潮位 T.P.+2.815m を Case1，同じく両ピコンターのうち，○印は実験結果，背景は計算結果を示ークが重畳し，かつ岸壁前面での波高がより高くなるたす．ここで，両結果が互いによく一致していれば，再現

め，実験 Case 中で最も厳しい浸水状況となることが想定

計算結果は計測が困難な平均流れや浸水量などの実験結される波向 SE，潮位 T.P.+2.815m を Case2，台風 1821 号

果を補完できるものとみなした．また，岸壁沿いの越来襲時のピーク波高での波向及び潮位条件を再現した波

波・流出流量は，図-3.5(a)に示す南側及び東側の岸壁

向 SW，T.P.+2.563m を Case3，及び，Case2 と同じ波浪条

法線の起点・終点（A~C 地点）に沿って○印（実験結果）件であるが岸壁天端高よりも潮位が低いために，実験及び実線（計算結果）で示した．ここで，AB 区間が南Case 中 で 最 も 越 波 現 象 が 卓 越 す る 波 向 SE， 潮 位側の岸壁法線，BC 区間が東側の岸壁法線に対応する．

- 154 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討(a)最大浸水高q(m3/s/m)2.0(c)中間時刻

最大浸水高と代表時刻での平均浸水高・平均流速ベクトルの平面分布(波向 SE，T.P.+2.815m)

Ground Height (T.P.)

3.5

Tide Level (T.P.)

1.5

3.0

1.0

2.5

0.5

2.0

0.0

1.5

-0.5
-1.0

Positive q [cal.]Negative q [cal.]q [cal.]-1.5

Positive q [exp.]

Negative q [exp.]

q [exp.]

-2.0

A

0

200

400

図-3.9

(d)計測終了時刻

600

800

1000
1200
Distance(m)

1400

B

1600

1.0

Elevation(T.P.+m)

図-3.8(b)計測開始時刻

0.5
1800

2000

C 0.0

2200

図-3.10岸壁法線沿いの越波・流出流量

総越波量・総浸水量の時間変化(波向 SE，T.P.+2.815m)(波向 SE，T.P.+2.815m)

なお，平均浸水高・平均流れは計測開始時刻，中間時刻，

クトルに着目すると，僅かではあるが時間経過とともに計測終了時刻の直前の 100 波分の平均値，岸壁沿いの越岸壁上で西向きの流れが徐々に発達する様子が確認され波・流出流量は計測終了時の直前の 100 波分の平均値とる．このとき，計算結果において岸壁法線上での越波・して示した．また，総浸水量は，潮位により浸水する岸流出流量はほぼバランスしていることが図-3.6 から確認

壁上の各計算格子では“浸水高－潮位”，それ以外の岸壁

されるが，正味の越波流量は東側護岸と南側護岸の東側

上の各計算格子では“浸水高－地盤高”として算出した浸で僅かに正（流入），南側護岸の西側で僅かに負（流出）水深に格子面積を乗じ，これらの総和として得られる．

となっており，上述した平均流れの傾向と良く整合する

一方，総越波量は，岸壁法線上の越波・流出流量を時間結果が得られている．また，図-3.7 より，越波による岸

積分して得られる単位幅あたりの越波量を岸壁沿いに足壁上の浸水量は僅かであることに加え，これらは岸壁沿し合わせて算出した．

いの総越波量として適切に把握できていることが確認さ

a) Case1（波向 SW，潮位 T.P.+2.815m）

れる．

波向 SW の波は六甲アイランド沖の防波堤に遮蔽され，b) Case2（波向 SE，潮位 T.P.+2.815m）

岸壁前面には回折波のみが入射するため，他の波向と比波向 SE では防波堤開口部から波が岸壁に直接入射する

較して，岸壁前面での波高は非常に小さい．また，岸壁ため，波向 SW に比べ岸壁前面での波高は大きい．また，

上は潮位により広範囲に水没している．したがって，図

岸壁上は潮位により同様に広範囲に水没している．した-3.5 に示す各時刻の平均浸水高において実験結果及び計がって，図-3.8 に示す最大浸水高では，特に東側岸壁及算結果ともに造波開始後の浸水域の変化はほとんど見らび南側岸壁の東側とその背後で 5.0m～6.0m と高い値が計れず，越波が岸壁上の浸水過程に及ぼす影響はさほど大測及び算定されている．また，東側岸壁法線上では実験きくないと考えられる．ただし，平均流れを示す流速ベ

結果のほうが計算結果に比べ大きいが，後述するように- 155 -

濱野(a)最大浸水高

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
-0.5
-1.0
-1.5
-2.0

(b)計測開始時刻

克也(c)中間時刻(d)計測終了時刻

最大浸水高と代表時刻での平均浸水高・平均流速ベクトルの平面分布(波向 SW，T.P.+2.563m)

Ground Height (T.P.)

3.5

Tide Level (T.P.)

3.0
2.5
2.0
1.5

A

0

1.0

Positive q [cal.]Negative q [cal.]q [cal.]Positive q [exp.]

Negative q [exp.]

q [exp.]0.5

B1400 1600

C 0.0

200

400

図-3.12600

800

1000 1200
Distance(m)

1800

2000

Elevation(T.P.+m)q(m3/s/m)

図-3.11

有貴・平山

2200

図-3.13岸壁法線沿いの越波・流出流量

総越波量・総浸水量の時間変化(波向 SW，T.P.+2.563m)(波向 SW，T.P.+2.563m)
これには波による水面変動の影響も含まれている．また，c) Case3（波向 SW，潮位 T.P.+2.563m）

各代表時刻における平均浸水高・平均流れに着目すると，

波浪ピーク時には，岸壁上は潮位により一部が水没し岸壁背後の埠頭用地において，時間経過とともに，東側ている．図-3.11 に示す平均浸水高に着目すると，波浪

岸壁から流入した水塊が標高の高い部分や建物を避けな

条件は Case1 と同一であるが，潮位が低いため，造波開

がら，埠頭用地の北側にも広がりつつ南側岸壁へ移動す

始後の浸水域の変化はほとんど見られず，越波が岸壁上る様子が，平均浸水高や流速ベクトルの向きの時間変化の浸水過程に及ぼす影響は小さく，Case１と比較して浸から確認できる．このとき，実験及び計算において潮位

水範囲が狭い．さらに平均流速ベクトルに着目すると，による浸水は定常かつ一様であることから，岸壁上での僅かではあるが時間変化とともに岸壁上での流れが徐々

これらの水塊の移動及び浸水域の拡大は越波によるものに発達する様子が確認されるが，浸水域が狭いため，越であることが確認できる．さらに，岸壁沿いの越波・流波による流れの発生域も限定的である．図-3.12 に示す

出流量の空間分布を示した図-3.9 において，正味の越波

岸壁沿いの越波・流出流量からも越波による影響が少な

流量の計算結果に着目すると，計測終了時刻に東側岸壁いことが確認でき，東側岸壁法線上でみられる僅かな越で正（流入），南側岸壁で負（流出）となっていること

波・流出流量は流入した水塊がそのまま流出しており，が確認できる．一方，実験結果の絶対値がこれらに比べ正味の越波流量は小さい．また，図-3.13 からも越波に

かなり過小であることは，法線方向に一様でない岸壁上

よる岸壁上の浸水量は僅かであることが確認される．
d) Case4（波向 SE，潮位 T.P.+1.922m）の越波・流出流量をある代表断面で計測することの困難さを示しているものと考えられる．また，図-3.10 より，

波浪ピーク時 40 分後の潮位は岸壁天端高に比べ岸壁上の浸水量は造波開始後 800s（現地量）に 2.7×105m3

低いため，岸壁前面に作用する大きな波高により，岸壁程度で定常状態となっていることが確認される．

上では越波が卓越する．したがって，図-3.14 に示す最- 156 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討(a)最大浸水高
図-3.14
2.0

2.5
2.0

0.0

1.5

-0.5

1.0

-1.0

Positive q [cal.]Negative q [cal.]q [cal.]-1.5

Positive q [exp.]

Negative q [exp.]

q [exp.]

0.5

B

C 0.0

A
0

200

400

図-3.15

600

800

1000
1200
Distance(m)

1400

1600

1800

2000

Elevation(T.P.+m)

3.0

0.5

-2.0

(d)計測終了時刻

3.5

Tide Level (T.P.)

1.0

q(m3/s/m)(c)中間時刻

最大浸水高と代表時刻での平均浸水高・平均流速ベクトルの平面分布(波向 SE，T.P.+1.922m)

Ground Height (T.P.)

1.5(b)計測開始時刻

2200

岸壁法線沿いの越波・流出流量

図-3.16(波向 SE，T.P.+1.922m)

総越波量・総浸水量の時間変化(波向 SE，T.P.+1.922m)

大浸水高では，実験結果において，水面変動の影響を受合している．

けやすい東側岸壁及び南側岸壁の東側の法線上で 5.0m～(2) 定常状態を仮定して算定した浸水深との比較

6.0m と高い値が計測されている．しかし，弱非線形性の高山 3) による簡易算定法を用いて岸壁上の浸水深を算

ブシネスクモデルでは水面波形としての波の打上げ高を定し，本研究で算定された浸水深と比較した．簡易算定

適切に算定できないため，計算結果は過小である．一方，法について岸壁上への越波流量 qin の推定には，基本的に越波による水面変動の影響が弱まる岸壁背後では，計測は合田による直立護岸に対する越波流量算定図 2) または及び算定された平均浸水高は比較的良く一致している．

その近似式 14) を用いる．算定図あるいは近似式による越また，各代表時刻における平均浸水高・平均流れに着目

波流量 qin の推定には換算沖波波高 H0’が必要となるが，すると，時間経過とともに浸水域が西側に広がる様子が対象岸壁を除いた地形データに対して波浪変形計算を実よく表れており，東側岸壁から流入した水塊が標高の低施することで岸壁法線の進行波諸元を取得することによい部分を伝い南側岸壁に向かって移動する様子が確認でり求めた．さらに，本来ならば簡易算定法の適応対象外

きる．岸壁上のこのような浸水過程は越波によって生じであるが，潮位により岸壁が水没する場合に対して，本ている． さらに，岸壁沿いの越波・流出流量の空間分布研究では天端高 hc 0 のとき，天端高 hc = 0 の岸壁上へのを示した図-3.15 において，正味の越波流量の計算結果

越波流量 qin が発生するとみなして簡易算定法を適用し，に着目すると，東側岸壁で正（流入）であるのに対し，越波による浸水深 d を算定することとした．また，流出南側岸壁で負（流出）となる流量は僅かである．これは，流量 qout は，高山 3)による式(4)のうち補正係数 Cd につい

岸壁上の浸水量が計測終了時までに定常状態に達せず，て，本間 15) による流量公式を参考に Cd = 0.577 と修正し浸水が未だ継続していることを示す図-3.16 の結果と整て用いた．なお，式(4)は，越波流量 qin と qout の半分が等- 157 -

Inundation Depth

Overtopping Rate

Tide Level

Inundation Height[cal.]Inundation Height[exp.]
5.0

2.5

4.0

2.0

3.0

1.5
2.0

1.0

1.0

0.5

A
0

200

400

600

800

1000
1200
Distance(m)1400

B 1600

1800

2000

C

より浸水高が平滑化される現象は考慮されない．一方，
各岸壁沿いの水面勾配が比較的なだらかな様子は換算沖
波波高の分布に対応している．なお，この Case では越波が浸水過程に及ぼす影響は小さいため，すべての越波流0.0

量が同じ岸壁法線から流出すると仮定した浸水高は，平2200

均浸水高の実験結果及び計算結果に比べやや過大である．
図-3.17(b)に示す Case2 では，Case1 と同じ潮位に，高波Ground Height

Inundation Depth

Overtopping Rate

Tide Level

Inundation Height[cal.]Inundation Height[exp.]

3.0

5.0

2.5

4.0

2.0

3.0

1.5
2.0

1.0

1.0

0.5

A
0

200

400

600

800

1000
1200
Distance(m)1400

B 1600

1800

2000

C

浪の越波流量に対して算定した浸水深を加算したため，
Elevation (T.P.+ m)q (m3/s/m)(a)Case1(波向 SW，T.P.+2.815m)

0.0

平均浸水高の実験結果及び計算結果に比べ極めて過大な
浸水高が算定された．これは，水没した岸壁天端上を伝播する波による水粒子運動を無視したために，岸壁上に

0.0

2200

滞留する水塊量を過大に見積もったことが原因と考えられる．なお，Case1 とは異なり，B 地点で浸水高の段差は生じていない．これは，波向 SE では南側岸壁と東側岸壁

Ground Height

Inundation Depth

Overtopping Rate

Tide Level

Inundation Height[cal.]Inundation Height[exp.]

3.0

5.0

2.5

4.0

2.0

3.0

1.5
2.0

1.0

1.0

0.5

A
0

200

400

600

800

1000
1200
Distance(m)1400

B 1600

1800

2000

C

との間で越波流量の算定に用いた換算沖波波高が連続的
Elevation (T.P.+ m)q (m3/s/m)(b)Case2(波向 SE，T.P.+2.815m)

0.0に変化するためである．図-3.17(c)に示す Case3 では，ほとんどの区間で潮位による浸水がみられるため，簡易算定法により算定した浸水深に，潮位による浸水深を加

0.0

2200

算することで全体の浸水深を求めた．Case1 と同様の原因で，B 地点を境に浸水高に段差が生じていることが確認できる．図-3.17(d)に示す Case4 では，ほとんどの区

Ground Height

Inundation Depth

Overtopping Rate

Tide Level

Inundation Height[cal.]Inundation Height[exp.]

3.0

5.0

2.5

4.0

2.0

3.0

1.5
2.0

1.0

1.0

0.5
200

400

600

800

1000
1200
Distance(m)

1400

B

1600

1800

2000

間で潮位による浸水がみられないため，これらの区間でElevation (T.P.+ m)q (m3/s/m)(c)Case3(波向 SW，T.P.+2.563m)

0.0 A
0

は簡易算定法の本来の適用方法に従い浸水深が算定される．したがって，背後の浸水域が比較的狭い範囲に限られる南側岸壁沿いの浸水高は，図中及び図-3.14 に示す

C 0.0

2200

平均浸水高の実験結果及び計算結果に比較的よく一致し(d)Case4(波向 SE，T.P.+1.922m)
図-3.17ている．しかし，越波水塊が背後に広がり海側に流出し高山の方法に基づく岸壁上の浸水深ない状況は高山の方法で想定された現象とは異なるため，東側岸壁沿いの浸水高は過大に算定されることが確認さしいと仮定して導出される．
𝑞

2
𝐶
3
𝑑

2𝑔𝑑

れた．

ただし，𝐶

1 3
2𝑔 𝐶

克也

するためである．すなわち，簡易算定法では水面勾配にGround Height
3.0

0.0

有貴・平山

Elevation (T.P.+ m)q (m3/s/m)

濱野

⁄

0.577
(4)

4. あとがき𝑞

図-3.5(a)の A～C 地点に示す岸壁法線に対し簡易算定

本研究においては，台風1821号来襲時の神戸港六甲ア法を適用し，岸壁上の越波流量及び浸水深を算定した．

イランド地区を対象として，時々刻々の波浪・潮位条件

図-3.17 には簡易算定法により算定した各 Case での浸水を変化させた埠頭越波浸水計算を実施するとともに，波深及び越波流量を示すとともに，実験及びその再現計算

浪・潮位を一定とした平面模型実験とその再現計算を実で算定された計測終了時の平均浸水高を示している．図施し，越波浸水過程の把握を試みた．研究の結果得られ-3.17(a)に示す Case1 では，ほとんどの区間で潮位によた主要な結論を以下に示す．

る浸水がみられるため，簡易算定法により算定した浸水・遷移期間を設けて異なる時刻の成分波の振幅及び静的

深に，潮位による浸水深を加算することで全体の浸水深な高潮潮位を滑らかに接続できるよう，ブシネスクモデを求めた．ここで，南側岸壁と東側岸壁が接する B 地点

ルの造波方法を修正し，時々刻々の波浪・潮位条件を変を境に浸水高に段差が生じている理由は，岸壁法線への化させた埠頭越波浸水計算を行った．現状の計算モデル

入射波向の違いにより B 地点で越波流量が不連続に変化

では痕跡高を説明できるほどの最大浸水高は算定されな- 158 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討

いものの，各時刻における岸壁法線に沿う越波流量や流

7) 国土交通省近畿地方整備局港湾空港部: 大阪湾港湾

出流量及び浸水履歴に応じて，浸水域が時間変化する過等 に お け る 高 潮 対 策 検 討 委 員 会 ， 2018 年 ，程が算定されることを確認した．

https://www.pa.kkr.mlit.go.jp/measures/plan/sa

・波浪・潮位を一定とした越波浸水状況の平面模型実験

fety/takasiotaisaku/index.html

及びブシネスクモデルによる再現計算を行った．その結

8) 兵庫県: 大阪湾港湾等における高潮対策検討委員会

果，実験結果に対する計算結果の再現精度が高いことを（第2回尼崎西宮芦屋港部会）資料1 潮位・高波再確認したうえで，実験結果を補完する再現計算結果とし

現 シ ミ ュ レ ー シ ョ ン に つ い て ， 2018て岸壁上での越波水塊の平面的な挙動について確認し，

年 ,https://web.pref.hyogo.lg.jp/ks17/takashio/

越波量と流出量が均衡することで定常状態へと近づく，

documents/05choitakanamisaigen.pdf.

岸壁埠頭特有の越波浸水過程を面的に把握することがで

9) 平山克也，岩瀬浩之，加島寛章：造波境界上の水深

きた．

と方向スペクトルの空間変化を考慮した多方向不規・波浪・潮位を一定とした越波浸水状況の平面模型実験

則波の造波とその特性，港湾空港技術研究所報告，

及びその再現計算で得られた浸水高と簡易算定法によるVol.51，No.1，2012年，pp.3-22．

浸水深の比較を通じて，越波による岸壁上の浸水深の簡

10) 平山克也，平石哲也，細谷徳男：時間的に変化す

易算定法に関して，平面波浪場への適用性に関する課題

る波浪の造波とその解析，海岸工学論文集，を明らかにした．

Vol.46，2000年，pp.6-10．
（2023年8月3日受付）

11) 2018年台風21号Jebi沿岸災害調査団(2018)土木学
会海岸工学委員会，http://www.coastal.jp/.

謝辞12) Nobuhito Mori, Tomohiro Yasuda, Taro Arikawa,

ブシネスクモデルによる埠頭越波浸水計算の境界条件

Tomoya Kataoka, Sota Nakajo, Kojiro Suzuki,

として用いた波浪・高潮推算結果は国土交通省近畿地方

Yusuke Yamanaka and Adrean Webb: 2018 Typhoon

整備局よりご提供いただきました．ここに記して謝意をJebi Post-Event Survey of Coastal Damage in

表します．

the Kansai Region, Japan. Coastal Engineering

Journal, Vol61, 2019, pp278-294, 2019.
13) 平山克也，中村聡孝，相田康洋：浅海変形後の多参考文献

方向不規則波を造波するための造波装置改良，土1) 国土交通省港湾局監修：港湾の施設の技術上の基木学会論文集 B2(海岸工学)，Vol.72，No.2，2016

準・同解説，日本港湾協会，2018年.

年，pp.I_1765-I_1770.

2) 合田良実，岸良安治，神山豊：不規則波による防波

14) 高山知司，永井紀彦，西田一彦：各種消波工によ護岸の越波流量に関する実験的研究，港湾技術研究

る越波流量の減少効果，Vol.21，No.2，1982年，

所報告，第14巻，第4号，1975年，pp.3-44.

pp.151-205．

3) 高山知司：沿岸防災技術研究所の活動について（平15) 本間仁：低溢流堰堤の流量係数（第一編），Vol.26，

成29年度），沿岸技術研究センター論文集，No.18，

No.6，1940年，pp.635-645

2018年，pp.69-75．
4) 濱野有貴，平山克也：越波伝達波を考慮した港内岸
壁上の越波浸水解析，土木学会論文集 B3（海洋開付録A発），Vol.76，No.2，2020年，pp.977-982．

越波浸水計算の平面分布図一覧

時間変化する波浪・潮位条件に対する埠頭

5) 濱野有貴，平山克也：時間変化する波浪・潮位に対付図-1～付図-3に2章で算定した各時刻の最大浸水高するブシネスクモデルによる埠頭越波浸水計算，土分布，付図-4～付図-6に各時刻の最大浸水高分布（越波

木学会論文集B2（海岸工学），Vol.77，No.2，2021

寄与分）を示す．

年，pp.I_25-I_30．
6) 濱野有貴，平山克也：高潮時における岸壁上の越波
浸水過程に関する平面模型実験とその再現計算，土木学会論文集B2（海岸工学），Vol.78，No.2，2022年，pp.I_601-I_606．

- 159 -

濱野

有貴・平山

克也

(a) 13:10～13:30(b) 13:30～13:50(c) 13:50～14:10(d) 14:10～14:30(e) 14:30～14:50(f) 14:50～15:10(g) 15:10～15:30(h) 15:30～15:50(i) 15:50～16:10

付図-1 Case1 における各時刻の最大浸水高・平均流速ベクトルの平面分布- 160 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討(a) 13:10～13:30(b) 13:30～13:50(c) 13:50～14:10(d) 14:10～14:30(e) 14:30～14:50(f) 14:50～15:10(g) 15:10～15:30(h) 15:30～15:50(i) 15:50～16:10

付図-2 Case2 における各時刻の最大浸水高・平均流速ベクトルの平面分布- 161 -

濱野

有貴・平山

克也

(a) 13:10～13:30(b) 13:30～13:50(c) 13:50～14:10(d) 14:10～14:30(e) 14:30～14:50(f) 14:50～15:10(g) 15:10～15:30(h) 15:30～15:50(i) 15:50～16:10

付図-3 Case3 における各時刻の最大浸水高・平均流速ベクトルの平面分布- 162 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討(a) 13:10～13:30(b) 13:30～13:50(c) 13:50～14:10(d) 14:10～14:30(e) 14:30～14:50(f) 14:50～15:10(g) 15:10～15:30(h) 15:30～15:50(i) 15:50～16:10

付図-4 Case1 における各時刻の最大浸水高分布（越波寄与分）- 163 -

濱野

有貴・平山

克也

(a) 13:10～13:30(b) 13:30～13:50(c) 13:50～14:10(d) 14:10～14:30(e) 14:30～14:50(f) 14:50～15:10(g) 15:10～15:30(h) 15:30～15:50(i) 15:50～16:10

付図-5 Case2 における各時刻の最大浸水高分布（越波寄与分）- 164 -

岸壁上での流入・流出を考慮した越波浸水の算定手法に関する検討(a) 13:10～13:30(b) 13:30～13:50(c) 13:50～14:10(d) 14:10～14:30(e) 14:30～14:50(f) 14:50～15:10(g) 15:10～15:30(h) 15:30～15:50(i) 15:50～16:10

付図-6 Case3 における各時刻の最大浸水高分布（越波寄与分）- 165 -