ＩＳＳＮ２４３６－０３５Ｘ

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
報告
REPORT OF
THE PORT AND AIRPORT RESEARCHINSTITUTE

VOL.60No.1

June 2021

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANNATIONAL INSTITUTE OF MARITIME,PORT AND AVIATION TECHNOLOGY

総
1.

仁・川口

浩二・藤木

高二朗・久保田峻

峻博貴・田中 敦高二朗・久保田博貴・鶴田修己

プレート境界断層デコルマ帯におけるスロースリップ発生メカニズムに関する研究
杉山 友理・橘7.

匠夢・藤木

パラペット後退型護岸に働く波圧に関する検討鈴木

6.

仁・川口 浩二・岩本

仮設被覆工の耐波安定性について
鈴木

5.

善昭

富山湾・寄り回り波の力学機構
田村

4.

雅之・栗山

2019 年台風 15 号による横浜港に襲来したうねり性の波浪
田村

3.

次

波の遡上域における海浜地形変化に及ぼす潮汐変動の影響に関する検討
伴野

2.

目

伸也・森川

嘉之

MPM–剛体シミュレーションのための最小二乗法を用いた摩擦接触アルゴリズムの開発と開端杭の地
盤への貫入挙動への適用
中村

圭太・松村

聡・水谷

崇亮

港湾空港技術研究所報告第 60 巻第 1 号(2021.6)

仮設被覆工の耐波安定性について
鈴木

高二朗*・久保田要

博貴**・田中敦***

旨

仮設の被覆材として早期施工が可能な石かごや網袋式袋詰工，大型土のうが設置される場合がある．近年頻発する高波・高潮災害を受けて、仮設被覆工は応急復旧対策として今後もますます需要が増えるものと考えられる。しかし、これらの仮設被覆工については耐波安定性に関する検討が不十分であり、どの程度の波まで適用できるかが不明確である。そこで本研究では，これらの被覆材の耐波安定性を評価するための照査法を確立することを目的として大型の水理模型実験を実施した。
その結果、以下のことが明らかとなった。1)護岸前面斜面の被覆材の波に対する安定性を調べたと
ころ、網袋式被覆工、石かご、土のうの重積みの場合の KD 値はそれぞれ，4.4，4.1，0.2 だった．網袋式被覆工、石かごは同等程度の耐波・耐越流安定性を有しており，土のうは安定性が低かった．
また，被覆材の平積みでの設置は，重積みよりも安定性が低下する．2)津波の越流に対する腹付被覆工での安定性を調べたところ、網袋式被覆工と石かごのイスバッシュ定数 y は同程度だったのに対し，土のうのイスバッシュ定数 y は小さかった．3)護岸上の越波に対する仮設工を調べたところ、土のうを 1 列 1 段で設置した場合は滑動よりも転倒によって被災を受け易く，被災の程度は合田波
圧と概ね比例し、力のモーメントの中心点を土のうの直径の 1/3 程度沖側へずらして計算すると，土のうの飛散の有無を推定することができる。4) 土のうを岸側へ後退させると若干安定性が向上する。5)籠網で土のうを連結すると安定性が増し、連結しない場合と比較して 1.5 倍ほどの波高まで耐えることができる．

キーワード：仮設被覆工，網型袋詰め工，石かご，土のう，ハドソン式，イスバッシュ式，越波，
津波越流，高潮* 耐波研究グループ長** 耐波研究グループ 依頼研修員（パシフィックコンサルタンツ株式会社）*** 耐波研究グループ 依頼研修員（株式会社神戸製鋼所）〒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：046-844-5043
Fax：046-842-3746
E-mail：suzuki_k@p.mpat.go.jp-3-

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.60, No.1 (Jun.2021)

Study on Stability of Temporary Armor Units against Waves

Kojiro SUZUKI*
Hiroki KUBOTA**
Tsutomu TANAKA***

Synopsis
Gabions, stone filled fiber nets and sandbags are used as temporary armor units, which can be
rapidly manufactured and installed. In response to the frequent occurrence of storm surge disasters
in recent years, the demand for temporary armor units is expected to increase in the future as
emergency recovery measures. However, the stability of these temporary armor units against waves
has not been sufficiently studied, and it is unclear to what extent they can be applied. In this study,a large scale hydraulic model experiment was carried out to establish a verification method forevaluating the stability of these armor units against waves.
As a result, Following were clarified: 1) The stability of the armor units on the front slope of therevetment against waves was investigated, and the KD number for the stone filled fiber net, gabions
and sandbags were 4.4, 4.1 and 0.2, respectively. The stone filled fiber net and gabion had
comparable stability, while the sandbags were less stable. 2) The Isbash number y of the stone filled
fiber nets and gabion was similar, while the Isbash number of sandbags was extremely smaller. 3)
Stability of sandbags for overtopping waves on the seawall were also investigated. The degree ofdamage is generally proportional to the wave pressure estimated by Goda Formula, and it ispossible to estimate whether the sandbags are scattered or not by shifting the center point of the
moment of force to the offshore side by about 1/3 of the diameter of the sandbags. 4) Retreating thesandbags to the shore side slightly improves the stability. 5) Connecting the stone filled fiber nets
increases the stability and the sandbags can withstand wave heights up to 1.5 times higher thanthose without the connection.

Key Words: Temporary Armor Units, Gabion, Stone Filled Fiber Net, Sandbag, Hudson Formula,
Isbash Formula, Wave Overtopping, Tsunami Overflow, Storm Surge* Head of Maritime Structures Group** Visiting Researcher of Maritime Structures Group*** Senior Researcher, Coastal and Ocean Engineering Department
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5059
Fax : +81-46-844-0255
E-mail : suzuki_k@p.mpat.go.jp

-4-

目

次

要

旨 ···············································································

3

1. 序

論 ··············································································

7

2. 仮設被覆工に関する既往の知見 ························································

8

3. 護岸斜面での波浪に対する仮設被覆工の安定性8········································

3.1

実験条件 ········································································· 83.2

実験結果 ········································································ 10

3.3 波浪に対する安定性の評価 ··························································· 12
3.4 仮設の被覆材の材料密度について ····················································· 13
4. 越流に対する腹付け被覆工の安定性実験 ··············································

13

4.1

実験条件 ········································································ 13

4.2

実験結果 ········································································ 13

5. 護岸上の越波に対する土のうの安定性試験 ············································· 16
5.1 概要 ·············································································· 16
5.2 実験条件 ·········································································· 16
5.3 1列1段での耐波安定性の評価 ························································· 17
5.4 複数配置した土のうの安定性の評価 ··················································· 19
5.5 土のうの後退と連結 ································································ 20
6. 結論 ·············································································· 22

謝辞 ··················································································· 22
参考文献 ··············································································· 22-5-仮設被覆工の耐波安定性について

1. 序

論

そこで本研究では，これらの被覆材の耐波安定性を評

大型土のう

捨石傾斜堤の斜面や防波堤背後の腹付工には，波や津波の越流で基礎材の捨石が流出されることを防ぐために，
消波ブロックや被覆ブロックが設置されるのが一般的である．このような被覆材を設置する前の施工中に設計以上の外力を受けると，復旧に時間がかかる可能性がある．
そのため一時的な仮設の被覆材として，早期施工が可能な石かごや網袋式被覆工，大型土のうが設置される場合がある．また，これらは被災後，被覆材が喪失した場合本格復旧までの間の再度被災を防ぐため応急復旧として設置することがある．

図-1.1

図-1.1は護岸被災後に応急復旧のために用いられた大護岸被災後に仮設材として用いられた土のう網袋式袋詰め工型土のうである．土のうは袋の中に砂を入れるだけの簡易な構造であり，容易に製作できる．また，図-1.2は図-1.1と同様に護岸被災後に応急復旧のために用いられた
網袋式被覆工である．網の中に比較的小さい砕石を入れることで造ることができる．土のうと比較すると砕石を用意する必要があるため若干製作に時間がかかるものの，容易に製作できるため近年多用されてきている．
図-1.3は金網の中に砕石を入れて製作される石かごである．以前は，金網が腐食するなどして耐久性が低かっ

図-1.2

護岸天端の被災後に設置された網袋式被覆工

たが，近年，腐食を防ぐためにステンレスあるいは樹脂でコーティングされた金網で製作されるようになった．
この写真は数mの波が作用する護岸に設置された石かごである．既に10年を経過しているが安定性を保っている．
図-1.4は2019年の台風15号で倒壊した横浜市福浦地区のパラペットの応急復旧のため，土のうが使用された事例である．福浦地区は9月3日に台風15号が来襲して護岸のパラペットが倒壊するなどの被害を受けたのち，応急復旧として土のうを設置したところ，その後，10月12日に再び大型の台風19号が襲来した．パラペットの倒壊で図-1.3

石かごによる護岸の被覆状況

浸水しやすくなった背後地域を護るため，急遽土のうが設置された．パラペット直背後の土のうはこの写真のように散乱したものの，図-1.5に示すように2列で土のうが設置されており，2列目の土のうは倒壊しなかった．台風
19号襲来時にはこのように2列で土のうを設置することで，背後地域の浸水が防がれたものと考えられる．なお，
2列目の土のうはガードレールにもたれかかるようにして設置されており，ガードレールが散乱防止に一定の効果を発揮したものと考えられる．
このように仮設被覆工は応急復旧対策のため今後も使用されるものと考えられるが，これらの仮設被覆工については耐波・耐津波安定性に関する検討が不十分であり，

図-1.4

どの程度の波まで適用できるかが不明確である．

2019 年台風 15 号の応急復旧として設置された
土のうが台風 19 号の襲来で散乱した状況

-7-

鈴木

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

よっては安定性を過大評価しているような場合もある．
一方，2018年の台風21号，2019年の台風15号，台風19号での護岸の被災の後，応急復旧対策が重要となり，国
土交通省港湾局から2020年9月に“港湾における高潮・高波被害軽減のための 土のう設置事例集 ～港湾 BCP 直
前予防対策 参考資料～” 7)が発行された．この事例集では，2018年の台風21号や2019年の台風15号の後に使用された土のうの設置方法など有効な対策法が示されている．

3. 護岸斜面での波浪に対する仮設被覆工の安定性
図-1.52019 年台風 15 号の応急復旧として 2 列で設置された土のう

第 1 ラインは被災したパラペット直背後，

3.1 実験条件

第 2 ラインはガードレール前面に設置された(1) 実験水路図-3.1に実験で使用した105m水路の概要を示す．水路価するため水理模型実験を実施することとした．対象とは長さ105mであり，水路中央付近で，幅0.8mの主水路としたのは，護岸前面斜面の被覆材の波に対する安定性，

幅2.05mの副水路に分割されている．水路には，ピストン

防波堤背後の腹付被覆工の津波の越流に対する安定性，式の造波機が設置されており1s～10s程度の波を造波す

および護岸上の越波に対する土のうの安定性である．実ることが可能である．

験では，それぞれの被覆工の安定性を同一条件で評価し，(2) 仮設被覆工の模型

それぞれの被覆工を比較することで，その耐波および耐実験に用いた仮設の被覆材は，網袋式被覆工，石かご，

津波越流に関する安定性実験を明らかにすることとした．

大型土のうの3種類とした．大型土のうは安定性が低いと想定されるものの，災害復旧現場で広く仮設工として使

2. 仮設被覆工に関する既往の知見用されているため本実験の対象に加えた．また，波浪に対する安定性の比較のため，広く使用されている消波ブ

石かごや網袋式被覆工は，鉄線籠または網状の合成繊

ロック（テトラポッド）模型に対しても実験を実施した．

維で構成された枠および網材の内部に砕石を充填した構

本実験では比較のために模型質量を500g程度となるよ造である．それらの汀線付近における耐波安定性についうに製作した．各模型の高さ，長さ，幅は既存製品の比てはいくつかの報告があり，石かごについてはかごマッ率を参考に設定した．なお，実際に現地に供される仮設

1)ト工法技術推進協会(2014) ，網袋式被覆工については黒2)

工は，種類によって質量の規格が異なっている．

3)

田ら(2016) ，島袋ら(2006) の研究がある．しかし，こ図-3.2～図-3.5に，使用した各被覆材模型を示す．まれらの既往文献で用いられた被覆工の模型は形状がほぼた，表-3.1に各被覆材模型の寸法（高さ，長さ，幅）及同じであるにもかからず，実験条件の違いなどのためか，

び無作為に選んだ10個の模型の平均質量を示す．なお，それぞれの結果がだいぶ異なっており，一見安定性を過表-3.1中の土のうは，湿潤状態における質量である．網

大評価しているようにも考えられる結果もある．

袋式被覆工と土のうは上から見ると円形状のため，長さ一方，東日本大震災以後，津波の越流に対する腹付けおよび幅は直径を表している．本検討では，幅0.8mの主被覆工の安定性についていくつかの検討例がある．石か

水路内に対象断面を設置して不規則波浪を作用させて実ごについては平石(2016)4)や多田ら(2015)5)の研究がある験を実施し，被覆材の移動状況を観察した．

ものの，腹付工の被覆材として検討した研究は確認できなかった．また，網袋式被覆工については三井ら(2013)

水路全長 L=105m

6)による検討があるものの，被覆方法を変化させた場合や捨石との比較のみとなっており，安定性を評価するため

石積
斜面の値は算出されていない．

副水路幅 W=2m

隔壁 水路幅 W=3m

主水路幅 W=0.8m

このようにいくつかの既往文献があるものの仮設被覆

観測スペース材の安定性に関しては検討例が少なく，実験結果も実験条件に違いによるためか，だいぶ異なっており，場合に

図-3.1

-8-

105m水路平面摸式図

造波器

仮設被覆工の耐波安定性について

表-3.1 各種被覆工の模型の諸元

高さ h

長さ l

幅 w

種類

(cm)

(cm)

(cm)

3.5

13.0

13.0

506.7

石かご

4.0

12.0

7.5

499.2

土のう

7.2

7.2

7.2

584.1

9.0

9.7

10.8

443.6

網袋式
被覆工

図-3.2 網袋式被覆工の模型

平均

模型

テトラポ
ッド

質量M0
(g)

(3) 仮設被覆材の敷設方法
仮設被覆材の敷設方法は，島袋ら3)による方法を参考に，模型の一部分を重ねて積層する方法（重積みと称す）と重ねずに平坦に設置する方法（平積みと称す）の2通りを実施した．
図-3.6，図-3.7に代表として網袋式被覆工の設置方法のイメージを示す．図-3.6は重積み，図-3.7は平積みの場合である．面的な配置方法は，網袋式被覆工と土のう

図-3.3 石かごの模型

は千鳥状に，石かごは整列させて配置した．なお，消波ブロックについては，2層被覆として設置した．

図-3.4 土のうの模型

図-3.6 仮設工の設置方法（重積み）

図-3.7 仮設工の設置方法（平積み）

図-3.5 消波ブロック（テトラポッド）の模型

-9-

鈴木

高二朗・久保田 博貴・田中 敦【単位：m】
1
WG
0.50

モルタル模型

0.14

2

3
WG

WG
0.75

0.50

0.63(0.56)

被覆材設置箇所
D.L＋0.30

0.42

1:1
.5

造波機側
D.L±0.00

5号砕石

0.77(0.70)

WG:容量式波高計

モルタル床
消波ブロックA
消波ブロックA
消波ブロックA

図-3.8 仮設被覆工の耐波安定性実験の断面図と計測機器設置位置図

消波ブロックA(4)

実験断面および計測機器

仮設工A：網袋式袋詰
仮設工A：網袋式袋詰
仮設工A：網袋式袋詰

図-3.8に実験断面および計測機器設置位置を示す．まずマウンドの上にモルタル製模型を設置し，そのブロッ
ク模型の前面に砕石で斜面を設置した．斜面勾配は1:1.5とし，中詰め材には，5号砕石（粒径13mm ～20mm程度）

消波ブロックを用いた．次にこの斜面に各被覆工の模型を敷設した．

仮設工A：網袋式袋詰

被覆材の表層の位置が，図-3.8の被覆材の斜面表層の位置と同じになるように斜面を整形した
ただし，消波ブロックは一般的に1:4/3勾配斜面上に被仮設工B：石籠
仮設工B：石籠
網袋式被覆工仮設工B：石籠

覆されることが多いため，1:4/3勾配で実験を実施した．
図-3.8の中の括弧内の数値は，1:4/3勾配における寸法である．また，モルタル模型の造波機側前面に容量式波高計WG1～3を設置して，模型前面における波高を計測した．
(5) 造波条件

仮設工B：石籠

造波は，修正ブレットシュナイダー・光易型スペクトルを基に，不規則波信号を作成してピストン式造波装置を用いて造波した．波の設定周期は1.5sおよび2.5sの2ケ

仮設工C：大型土のう
石かご
仮設工C：大型土のう
仮設工C：大型土のう
仮設工C：大型土のうースを実施した．1実験あたりの造波時間は，1000波以上の波が作用するように，周期1.5sでは35分間，周期2.5s
では53分間とした．波高は，1実験毎に徐々に造波機の信号設定を大きくして実験を行った．
3.2 実験結果
図-3.9に各被覆材の実験状況を示す．静水面から上部

大型土のうに押し波が作用しており，波高の大きい場合には法肩部
分に波が作用した．

図-3.9 各被覆工の実験状況- 10 -

仮設被覆工の耐波安定性について

図-3.10

仮設工A:平積み
仮設工A:平積み
網袋式被覆工：平積み

網袋式被覆工：重積み
仮設工A:重積み
仮設工A:重積み

石かご：平積み仮設工B:平積み
仮設工B:平積み

石かご：重積み仮設工B:重積み
仮設工B:重積み

大型土のう：平積み
仮設工C:積み:積み仮設工C

大型土のう：重積み
仮設工C:重積み
仮設工C:重積み

実験後の被覆材移動状況 :周期2.5s(平積み)図-3.11

図-3.10と図-3.11に実験後の仮設工の移動状況を示す．
図-3.10は平積み，図-3.11は重積みのケースである．
(1)

実験後の被覆材移動状況 :周期2.5s(重積み)すことで全体が滑動したものと考えられる．
ただし，網袋式被覆工では被災状況が異なり，法肩部分の平積みケース

模型が移動し，砕石が剥き出し状態になり，砕石の移動ととも

石かごと土のうの実験状況を確認すると，斜面全体のに模型も移動した．網袋式被覆工は，可撓性が大きいため，模型が下側に滑るように移動していた．法先部の模型を波が作用すると模型同士の隙間が広がり易く，隙間に作用す固定していない条件で実施したため，引き波時に斜面下る波の力が大きくなるためと考えられる．平積みケースでは，

向きに波が作用した時に，上側の模型が下側の模型を押模型が移動した時には，砕石斜面がむき出しとなり，被災が- 11 -

鈴木

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

ρr ：被覆材の密度(kg/m3)

連鎖しやすかった．
(2) 重積みケース

M ：波浪に対する被覆材の必要質量(kg)

網袋式被覆工と石かごでは法肩部分の模型がめくれ上がH ：安定計算に用いる波高る移動形態であった．法肩部及び天端の模型以外には大きS_r ：被覆材の水に対する比重な移動は見られなかった．一方で，土のうは比較的小さな波

α ：斜面が水平面となす角

高でも波によって岸沖方向に揺れており，揺れにより隙間がKD ：被覆材の形状及び被害率などによって決まる定数

広がり模型が転倒するに至った．土のうは，正方形に近い形
状のため，重心位置が高く転倒しやすいものと考えられる．

本実験では，WG2およびWG3で計測した波高を入反射分離して得られた有義波高の入射波成分を式(3.1)中の波

3.3 波浪に対する安定性の評価高Hとした．被害率は，分母に全被覆材数を設定し，模型
8)

安定性の評価については，ハドソン(1959) による次の式の長さ方向と幅方向に模型サイズの半分以上移動した場

によりKD値を算出して比較した．

合および模型が90度以上回転した場合を被害とみなした．
模型の移動は，波高を変化させるのみの場合には積みな
おさずに被害を累計した．
図-3.12は各ケースのKD値と被害率の関係である．表（3.1）-3.2に，被害率1%および3%における各仮設工の重積みの場合及び消波ブロックのKD値を示す．網袋式被覆工，石（3.2）

かご，土のうの被害率1%（および3%）におけるKD値はそれぞれ4.4，4.1，0.2（4.9，4.4，0.2）だった．網袋式
被覆工と石かごは被害率6～7%で同程度の値を示してお式中の変数は以下のとおりである．

り，同等程度の安定性を有しているものと考えられる．
重積みは平積みよりも安定性が高く，被災の進展も緩やかになると考えられる．

16
消波ブロック T=2.5s

1412

消波ブロック T=1.5s

KD

10
8

7.3

6

4.4

4

4.1

2
0

重積み 石かごT=2.5s
重積み 網袋式被覆工 T=2.5s

平積み 網袋式被覆工 T=1.5s

0.2

1%

0.0

平積み
石籠 T=2.5s

大型土のう

5.0

10.0

15.0

被害率D(%)

20

図-3.1220.0

被害率と KD 値- 12 -

25.0

30.0

仮設被覆工の耐波安定性について

表-3.2

各被覆工の KD 値

網袋式
被害率

被覆工
重積み

様とした．ただし，斜面勾配が緩いため土のうの重積み

石かご

土のう

重積み

重積み

は実施できなかった．

消波
ブロッ

計測機器は，容量式波高計WG4～7，プロペラ流速計PV

ク

を防波堤模型の天端部港内側に１箇所，電磁流速計EV1，

1%

4.4

4.1

0.2

7.3

3%

4.9

4.4

0.2

8.5

2を腹付工法肩及び法先に設置した．EV1，2は，被覆材表面から2cm上側位置に設置した．
なお，越流時に越流水脈と防波堤模型間にできる空間が密閉されると越流水脈が実現場の現象と異なることが一方で，平積みの場合には，全体的にKD値が小さい傾

指摘9)されているため，水路の壁に沿うように空気抜きの向であった．

管を設置した．

また，消波ブロックAでは，被害率3%におけるKD値は8.5(2) 越流方法となり，仮設の被覆材よりも安定性が高く，実験の進行

図-3.1に示す水路内に，水中ポンプを設置して，幅0.8m

とともに徐々に被災が進む傾向が見られた．

の主水路から幅2.05mの副水路に水を送ることにより，定常的な流れを発生させて津波による流れを再現した．水3.4 仮設の被覆材の材料密度について

中ポンプ及び港内側に設けた堰の位置を図-4.1に示す．

図-3.12のKD値の算出では，密度として，網袋式被覆工

防波堤模型上の水深（以下，越流水深と称す）についてと石かごでは砕石の2.6×103kg/m3，土のうでは砂の1.9×4cmと14cmの2ケース，港内側に設けた堰高(以下，港内堰

103kg/m3を用いて算定した．

高と称す)について17cm，27cm，37cmの3ケースの条件で本実験で対象とした被覆工は外側の袋材（金網や化学実験を実施した．1回の実験で水中ポンプの稼働時間は15

繊維等）と中詰め材で構成されている複合材料であり，分とした．ただし，15分経過前に腹付工の砕石に変形が見かけの体積と重量を用いて密度とみなす方法も考えら確認された場合はその時点で水中ポンプを停止した．

れる．このように，複数の密度定義が混在する可能性があるため，適当な定義の検討が今後必要と考えられる．

4.2

実験結果

(1)越流による変形状況

4.

越流に対する腹付け被覆工の安定性実験

図-4.2に，実験時の越流状況を示す．越流水深4cmの場合には越流水脈が天端面付近に作用しており，越流水

4.1 実験条件

深14cmの場合には法肩から斜面付近に作用している．越(1) 検討断面および計測機器

流水深4cmの場合には被覆材の移動はほとんど見られな

図-4.1に，実験により検討した防波堤背後の腹付工断かったが，土のうの場合は，法先部の模型が移動して斜面および計測機器設置位置を示す．検討断面の腹付工の面の模型全体が移動した．土のうの模型高さが他の模型

高さは14cm，天端幅は23cmとし，斜面勾配は1:2とした．

よりも高く，作用する流体力が大きいためと考えられる．

腹付工上に，各仮設工を設置して越流に対する安定性を表-4.1に，実験条件毎の被災の有無を示す．被災につ比較した．各仮設工の設置方法は，3章の耐波浪安定と同いては，腹付工の砕石が移動し断面に変状が確認された
場合を被災とした．

0.90
1.83

0.61

WG
7

6・
PV
WG

EV
2

WG

WG
4

港内側堰

5・
EV

1

【単位：m】

0.29

0.44

0.23

2.17
0.42

モルタル模型

0.39

0.14

0.25

1:2

港内側

港外側(造波機側)
5号砕石

9

0.4

0.08

(0.17)

0.37

ポンプ(0.27)

被覆材設置箇所

WG：容量式波高計 EV：電磁流速計 PV：プロペラ流速計

図-4.1 実験断面及び計測機器配置(越流実験)- 13 -

モルタル床鈴木

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

表-4.1 越流実験条件と被災の有無

図-4.2に，越流水深14cm，港内堰高27cmのケースの実
験後状況を示す．いずれの模型も平積みのケースでは一

越

港

流

内

水

堰

深

高

(cm)

(cm)

4

37

安定

安定

安定

安定

安定

に腹付工が崩壊した．定常的な流れとなる前に被災する

4

27

安定

安定

安定

安定

安定

結果となった．

安定

安定

全体

17

安定

若干

4

移動

移動

14

37

安定

安定

安定

網袋式被覆工石かご

土のう部の模型が移動した．
次に図-4.3に，網袋式被覆工の越流水深14cm，港内堰

重積み

平積み

重積み

平積み

高17cmにおける模型移動前後の状況を示す．このケース

平積みでは，実験開始後50秒付近で，法肩の被覆材が越流により斜面下向きに移動することで，砕石面が露出し，急速

14

27

安定

被災

安定

14

17

被災

―

被災

（2）仮設工近傍に作用する流れの流速
図-4.4は，仮設工Bの越流水深14cm，港内堰高27cmのケースにおける腹付工近傍の流速の時系列である．計測法先安定は100Hzで実施しており，計測したデータを1秒間の移動

移動

法先

法肩

移動

移動

被災

被災

平均をかけて整理した．
平積みの場合には，法肩部と法先部の流速が同様の値であるのに対して，重積みのケースでは，法先部に作用する流速が小さくなっていることが確認できる．

〇実験後

〇実験後

〇実験後

動揺

動揺

移動

移動

移動

反転

. 反転

反転

動揺

.

.

.

石かご

網袋式被覆工図-4.2 実験後の模型移動状況

図-4.3 法肩部模型の移動前後の状況

(平積み

大型土のう
越流水深:14cm 港内堰高:27cm)(網袋式被覆工，重積み- 14 -

越流水深:14cm 港内堰高:17cm)

水平流速(m/s)

仮設被覆工の耐波安定性について

2.00
1.50
1.00
0.50
0.00
-0.50

重積み 法肩流速

平積み 法先流速

平積み
速

0

200

400

600

法肩流

800

1000

時間(sec)
図-4.4 計測流速の時系列(石かご

越流水深:14cm 港内堰高:27cm)
表-4.2 イスバッシュ定数(上段：EV1の値による算定値
下段：EV2の値による算定値)

石かごの重積みは，斜面が段状であり，斜面に沿う流れが段の天端部で水平に向きを変えるため，法先流速が小さくなったと考えられる．
（3）越流に対する安定性の評価

越港

各被覆材の越流に対する安定性を比較するために，

流内(4.1)式に示すC.E.R.C10) のいわゆるイスバッシュ式を用

水堰

いて，安定性を評価した．

深

高

(cm)

(cm)

4

（4.1）

網袋式被覆工

石かご

重積み

平積み

重積み

17

―

―

―

14

37

―

14

27

―

土のう

平積み

平積み

0.07

0.03

0.24

0.23

以下に，式中の変数の定義を示す．

: 限界流速(m/s): 斜面が水平面となす角14:重力加速度(m/s3):イスバッシュ定数

17

―

―

0.80
0.20

:流れに対する被覆材の所要質量(kg):被覆材の密度(kg/m3)

―

0.23*
1.33*

0.21*

―

1.23*
―

0.72

0.19

0.74

0.59

0.10*

0.60*

0.19*

1.48*

1.24*

0.59*

土のうは0.59-0.80と比較的小さい結果であった．土のうの安定性が低いという傾向は3章の波浪実験の結果と同様

イスバッシュ定数を算定した結果を，表-4.2に示す．

の傾向である．設置方法の影響については，網袋式被覆

なお，斜面が水平面となす角 を0度とし，限界流速U0

工と石かごのみの比較ではあるが，平積みよりも重積みは以下のように設定して算定した．

の安定性が高かった．

越流水深14cm，港内堰高17cmのケースおよび網袋式被石のイスバッシュ定数は埋め込まれた石にあっては1.2，

覆工の越流水深14cm，港内堰高27cmのケースでは，実験

露出した石にあっては0.86であり11)，岩崎ら12)に示される

開始後1分程度で被災したため，動画から模型の移動現象

異形ブロックのイスバッシュ定数は1.08である．これらとを確認した直前から1秒前の1秒間平均流速を限界流速と比較すると表-4.2に示したイスバッシュ数は全般的に大定めた．

きい．イスバッシュ数算定に用いた流速は法肩の流速計

上記以外の場合，実験開始後図-4.4で安定した状態とEV2で計測されたものであるが，流れが法肩から逃げるよ

なった200秒-800秒の平均流速を移動限界流速と定めた．

うにして実際に被覆工に当たる力が弱くなっている可能表 -4.2よ り ， 網袋 式 被覆 工 の イ ス バ ッシ ュ 定 数は性もある．したがって，イスバッシュ数については今後

1.23-1.33，石かごは1.24-1.48と同等程度の結果であり，

より詳細に調べるのが望ましい．

- 15 -

鈴木

5.

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

護岸上の越波に対する土のうの安定性実験

基礎マウンドと裏込材には割栗石を用いた．フラタリー
サンドの上面が水平となるように均した後，フラタリー

5.1 概

要

サンドの流出を防止するために防砂シートを敷設した．

本章では，護岸上に設置した土のうの耐波安定性を評

水路には図-5.1に示す7本の波高計を設置した．L型擁価することを目的に大規模水理模型実験を実施した．土

壁前面にはケーソン天端から0.905 mの高さの水路中央部

のうは1列1段から2列2段までの複数の配置方法を対象とに波圧計を設置し，護岸模型上の中央には越波量を計測し，規則波を作用させることにより土のうの飛散状況をするために木製の導水路と越波マスを設置した．導水路確認した．また，網籠による土のうの連結や土のうの設の幅は0.2 mであり，越波水が導水路内部で逆流しないよ

置位置を後退させたケースについても検討を実施した．

うに若干の勾配をつけている．越波量については越波マ

5.2 実験条件

ス内部に波高計を設置し，水位変化から計算するものと（1）実験水路と護岸模型

した．導水路内の沖側には越波水の水深と流速を計測す

実験は長さ184.0 m，幅3.5 m，水深11.0 mの大規模波動

るために波高計と電磁流速計を設置した．

地盤総合水路で実施した．図-5.1に示すとおり，実験水（2）土のう模型路は3段階の水平床と1:10と1:20の勾配がついた斜面で成土のう模型は耐候性大型土のうの1/4スケールを想定し，り立っており，護岸模型設置位置には側面から実験の様

直径0.3 m，高さ0.3 mのサイズで作成した．土のう模型の子が観測できるように観測窓が取り付けられている．

中詰材はフラタリーサンドであり，実験前に中詰材を湿

図-5.2に示すように護岸模型は高さ0.3 mの基礎マウン

潤状態として計測した土のう模型1袋の重量は約45 kgでド上に高さ1.5 m，幅1.5 mのケーソン模型を設置し，ケー

ある．土のう模型は防砂シートの上に並べて設置したが，ソン模型の上には高さ0.975 mの鉄筋コンクリート製のL

設置方法等の詳細は後述する．

型擁壁模型を設置してボルトで固結した．パラペットの(3) 実験ケース

厚さは0.1 mである．ケーソン模型背後には裏込材の上に

図-5.3に本実験で実施した土のう模型の設置方法を示

防砂シートを敷設して，護岸模型の背後をフラタリーサ

す．case1からcase4とcase6は土のう模型を単純に並べた断ンドで埋め立てた．

面である．これらの積み方は「港湾における高潮・高波
被害軽減のための土のう設置事例集 ～港湾BCP直前予防策 参考資料～」 7)や実際の施工事例を参考にして設定している．case5の土のう模型は，個々の土のう模型を正方形の連続した金網枠（以降，連続箱型鋼製枠とよぶ）で囲み一体性を高めた断面であり，連続箱型鋼製枠の内側には防砂シートを取り付けている．水路横断方向には5つの土のう模型を横に並べると水路側面と導水路の間にほとんど隙間なく収まるサイズとなっており，導水路の両脇には異なる積み方で土のう模型を設置した．
護岸前面の水深を2.258 mと2.500 m，波の周期を2.8 sと図-5.1 大規模波動地盤水路の断面図と波高計設置位置

5.0 sとした4種類の波浪条件に対して波高を様々に変化させ

図-5.3 土のう模型の初期配置
図-5.2 護岸模型周辺の断面図- 16 -

仮設被覆工の耐波安定性についてた規則波を作用させた．造波時間は作用する波が200波程度となるように設定し，造波板での再反射を抑制するために波の吸収制御を実施した．造波後の被災状況は側方と上方から撮影した映像や実験前後の写真，目視等により初期配置から移動した土のうをカウントした．波の作用で土のう模型が飛散した場合は元に戻した上で次の実験ケースに移行した．
5.3

1列1段(case1)の耐波安定性の評価(1)土のう模型の被災状況
土のう模型を 1 列 1 段で護岸模型上の前方に設置したケース(case1)のうち，代表的な実験ケースの造波後の写真を図-5.4 に示す．図中の入射波高は入・反射波の分離を実施し，護岸前面の入射波成分の波高を示している．

図-5.5 波高と被災率の関係

前面水深 2.5 m，周期 2.8 s の 3 ケースの被災状況を比較すると，水深と周期が同様の場合は波高が大きくなるにしたがって被災する土のう模型の数が増大し，流される距離も大きくなって様子が見て取れる．図中の上側 2 枚の写真は土のう模型が滑動せずに転倒したケースである．
この両者を比較すると，波高が同じで水位が低くても波の周期が長い場合は土のうの被災率が大きくなっている．
また，転倒せずに滑動のみが見られた実験は 1 ケースのみであったが，転倒する実験ケース数と比較すると非常に少なく，本実験の条件下では滑動よりも転倒し易い状
況であることが確認された．
（2）波浪諸元と被災率の関係
図-5.5に土のう模型を1列1段で護岸模型上の前方に設置した実験ケース(case1)の入射波高・越波流量・波圧と被災率の関係を示す．被災率は横一列の5つの土のう模型から滑図-5.6 越波流量と被災率の関係

動・転倒した数をカウントし，0 / 5から5 / 5として算定した．

前面水深2.258m
入射波高0.65m
周期5.0s

前面水深2.5m
入射波高0.64m
周期2.8s

前面水深2.5m
入射波高0.72m
周期2.8s

前面水深2.5m
入射波高0.80m
周期2.8s図-5.4 造波後の土のう模型の被災状況の例

図-5.7 PG1の計測波圧と被災率の関係- 17 -

鈴木

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

図-5.8 合田波圧と被災率の関係
入射波高が大きい実験ケースは被災率も大きい傾向にあり，入射波高と被災率は比例関係にあるように見える．一方,越波流量と被災率の関係についても相関があるようにも見えるものの，ばらつきが大きく両者の関係性を一般化するのは困難で
図-5.9 土のう模型1列1段(case1)の滑動・転倒安定性ある．水深が大きい（初期水位が高い）実験ケースが全体的に右側にプロットされていることから，初期水位が高い場合は土のう模型に作用する力（流体力）と比較して越波流量が相砂シートと土のう袋の摩擦係数は未計測であるため，1つの土対的に大きくなったのではないかと考えられる．また，図にはのう模型が若干滑動した実験ケースの滑動安全率が1.0とな

示していないが，導水路内で計測した越波水の水深や流速とるように逆算し，0.48と設定した．「滑動転倒無し」と「転倒の被災率の関係についても明確な傾向は見られなかった．

み」の実験ケースの滑動安全率は概ね1.0と同程度かそれ以一方，パラペット前面で計測した波圧(PG1)の最大値と被災

上，「大きく流される」ケースは滑動安全率が1.0未満となって率については比較的きれいな比例関係が見られる．PG1は土おり，実験結果との整合が取れている．「転倒のみ」の実験ケ

のうより下側に位置することから，合田波圧を用いて土のう模ースで滑動安全率が「滑動のみ」よりも小さい実験ケースにつ型に作用する波圧を一般化した結果，PG1における実験の計

いては，転倒安全率も「滑動のみ」を下回っており，滑動よりも測波圧よりも被災率との明確な比例関係が確認できた．これ

転倒し易い条件であったものと考えられる．一方，転倒安全らの結果から，土のうの安定性を評価する上では土のうに作率を見ると，「転倒のみ」および「大きく流される」実験ケースに用する波圧を外力として評価するのが適切だと考えられる．

ついても殆どが転倒安全率は1.0を超えており，本検討の方

また,全般に波が土のうを越波するようになると,転倒する傾法では転倒安全率を危険側で評価することになった．

向があり,波が土のうを越波するかどうかが土のうの散乱を評(4) 転倒の安定性照査手法の検討

価するかの一つの目安になる．

土のう模型の転倒し易さの要因としては以下のものが考え(3) 土のう模型の安定性照査られる．

合田波圧と土のう模型の被災率に有意な正の相関が見ら①土のう模型の設置位置がパラペット模型のコンクリート層れたため，合田波圧を用いて各実験ケースにおける土のう模

厚分だけ岸側となっていることや土のう模型の側面が曲面で型の滑動・転倒の安定性照査を実施した．

あることから，波がパラペット模型の天端を超える際に波に水

図-5.9に安定性照査結果を示す．横軸は滑動安全率，縦平運動が加わり，波力の増大や作用高の上昇が発生した可軸は転倒安全率を示している．全て土のう模型を 1 列1段

能性がある．

(case1)で設置したケースを対象としており，「滑動のみ」は1つ②土のう模型の底面の隅は丸みを帯びているため，転倒しの土のう模型が若干滑動した実験ケース，「転倒のみ」は1～2易い可能性がある．

個の土のう模型が滑動せずに転倒した実験ケース，「大きく流③中詰材が砂であることから，波の繰り返し作用により土のされる」は複数の土のう模型が滑動・転倒を伴って沖側へ大きう模型の変形が蓄積した可能性が考えられる．

く移動した実験ケースである．なお，図-5.4の上2つの写真は一方で，土のう模型の曲面は波の作用に時間差を生じさせ，「転倒のみ」，下2つの写真は「大きく流される」に該当する．防波圧の合力は小さくなる可能性も考えられることから，本検討- 18 -

仮設被覆工の耐波安定性について

では上記の②，③を考慮してモーメントの中心点の沖側（造波板側）への移動を検討した．図-5.10にモーメントの中心点
を土のう底面の後端から沖側（造波板側）へ移動させた場合の転倒安全率の変化を示す．図中の赤い菱形は複数の土のう模型が初期位置から大きく飛散した実験ケース，青三角は1～2個の土のう模型がその場で転倒した実験ケース，灰色の丸は転倒した土のう模型が無い実験ケースである．モーメントの中心点が沖側へ移動するにしたがって転倒安全率は全体的に小さくなっており，沖側へ10 cm(1 / 3 × 0.3 m)移動すると土のう模型が転倒する全ての実験ケースの転倒安全率が1.0を下回った．ただし，土のう模型の中詰材や袋枠の材質が変化した場合は安定性も変化すると考えられる．
5.4 複数配置した土のうの安定性の評価
土のう模型を2列1段(case2)，下段2列上段1列(case3)，2列2段(case4)に配置したケースについて，1列1段(case1)のケー
図-5.10 モーメントの中心位置と転倒安全率の関係

スと同様の方法で合田波圧と滑動安全率の関係性をプロットしたのが図-5.11である．1列1段の実験結果からは滑動よりも転倒で被災するケースが多かったが，後列の土のう模型への作用力の評価が困難であることから，滑動のみを対象として検討している．摩擦係数は1列1段の検討と同様の値を使用しており，各断面の土のう模型を一体として重量を設定した．
図-5.11を見ると，いずれの積み方についても滑動安全率1.2程度で滑動・転倒している．滑動安全率が1.0より大きい場
合でも土のう模型が被災を受けているのは滑動よりも転倒し易いことが要因であると考えられる．下段2列上段1列(case3)
では被災する実験ケースと被災しない実験ケースの安全率が逆転している部分があるが，このケースは上段だけが被災したケースであり，上段だけで滑動安全率を計算した場合は安全率の値自体には大きな変化は無いものの，被災した実験ケースの方が滑動安全率は小さくなる．また，2段2列のケースでは滑動安全率が2.0以上でも滑動・転倒したケースがあった．
この活動率が2.0以上でも滑動・転倒したケースを側面から撮影した様子を図-5.12に示す．波が護岸に到達すると土のう
模型に波が勢いよく衝突している様子が見られる．土のう模型

図-5.11はパラペットの厚さ分だけ護岸前面から離れていることと土の土のう模型複数積みの安定性照査結果

う模型の側面が円形であることから，パラペット前面から土のう模型の波圧作用面まで若干の距離があり，波頂がパラペット

のみが再び後方へ押されて転倒した．後列の土のう模型が転

天端を超えると波が飛び出して護岸模型との間に小さな空洞

倒すると，後ろからの支えが無くなった前列の土のう模型も次が生じている．そのため,土のうが後退パラペットのようになり,の波で転倒した．このように，土のう模型の複数設置によって波力が大きくなっていたことが動きやすくなった一つの要因と土のうは安定してくるものの,土のう模型を波が大きく越波する考えられる．ただし,波の衝突直後に全ての土のう模型が後ろ場合には後列から徐々に倒壊する．

に押されたものの，すぐに元の位置に戻る様子が見られた．

このように土のうを複数積み上げた場合でも土のうを波が乗

一方で,土のう模型に衝突した波はその後大きく打ちあがり，

り越えるかどうかが,土のうが散乱するかどうかの一つの目安で後列上段の土のう模型に上側から衝突し，後列の土のう模型

ある．

- 19 -

鈴木

図-5.12

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

越波の打ち込みによる土のう模型が転倒する状況（土のう模型 2 列 2 段）

5.5 土のうの後退と連結
図-5.13に1列1段の土のう模型について，護岸前面に設置した断面(case1)，5つの土のう模型を1辺0.3 mの正方形の網籠で連結した断面(case5)，および土のう模型全体を3 m後退させた断面(case6)の入射波高と被災率の関係を示す．
比較した実験の波浪条件はいずれも水深2.50 m，周期2.8sである．前面設置(case1)では入射波高0.6 mを超えた程度で土のう模型が動き始めるが，連結土のう模型(case5)及び後退
土のう模型(case6)は同程度の波では全く被災を受けなかった．
し か し ， 前 面 設 置 の 土 の う 模 型 (case1) と 後 退 土 の う 模 型(case6)を比較すると，被災率が1となる入射波高は後退土のう
模型(case6)の方が小さい．一方，連結土のう模型(case5)と後退土のう模型(case6)の安定性を比較すると，連結土のう模型(case5)の方が大きい入射波高まで安定する結果となった．
図-5.14に被災した条件の連結土のう模型1列1段(case5)の
図-5.13 連結・後退の土のう模型の波高と被災率

造波前後の写真を示す．非連結の状態では土のう模型が1つずつ順番に滑動・転倒していたが，連結土のう模型(case5)では5つの土のう模型が一体となった状態で被災を受けている

造波板側状況が見られる．安定性向上の要因には波圧に対して単体で抵抗していた土のう模型を連続箱型鋼製枠で一体化することで，5連結した群体として波圧に対する抵抗力が高まったものと考えられる．1.5倍程度の波高まで安定性を保つ結果となっている．
図-5.15は連続箱型鋼製枠により,2列の土のうを連結した状態で周期2.8s,造波波高0.8mの波を作用させた際の状況である．連結していない場合には,波が土のうを乗り越えるかどうかが土のうの安定性の一つの目安だったが,
図-5.15の場合には越波高さが土のうの高さを超えるような状況でも転倒していないことが分かる．

図-5.14 連結した土のう模型の造波後の様子- 20 -

仮設被覆工の耐波安定性について

図-5.15図-5.16連続箱型鋼製枠で 2 列の土のうを前後連結した場合の状況（周期 2.8s，造波波高 0.8m）

連続箱型鋼製枠で 2 列の土のうを前後連結した場合の波作用前と作用後の状況（周期 2.8s，造波波高 0.8m）
水路左側は連結した土のう,右側は連結していない土のう

図-5.16は図-5.15のケースで波作用前と波作用後の状況

した土のう,右側が連結していない場合であり,連結した場合にを水路の上から撮影したものである．なお,水路左側は連結は移動していないことが分かる．

- 21 -

鈴木

高二朗・久保田 博貴・田中 敦

いことが分かった．更に，仮設の被覆材を平積みに設置した場合には，重積みよりも安定性が低下することを明らかにした．
なお，本実験は限られた条件下で実施しており，条件を変えた場合には，本実験の KD 値およびイスバッシュ定数と異なる値となる可能性がある．特に堤頭部や断面の変化する場合には不安定になるため，可能な限り水理模型実験で安定性を確認するのが望ましい．
また，被災した護岸の応急復旧等で一般的に用いられる土のうの耐波安定性を評価するために大規模模型実験を実施
図-5.17

連結した場合の波作用後の状況したところ，以下のことが明らかとなった．
1） 土のうを護岸上の前方に1列1段で設置した場合は滑動よりも転倒によって被災を受け易く，被災の程度は合田波圧と概ね比例関係にある．なお,波が土のうを超えはじめると転倒しやすく,波が越波するかどうかが土のうの波に対する安定性の一つの目安である．
2） 外力に合田波圧を想定する場合，力のモーメントの中
心点を土のうの直径の1/3程度沖側へずらして計算す
ると，土のうの飛散の有無と概ね一致する．
3） 土のうを2列2段で設置したケースでは前列に作用する波圧に対して安定する波浪条件であっても，越波した

図-5.18

連結していない場合の波作用後の状況

水が上側からたたきつけるように後列の土のうに衝突することにより，後列の土のうが最初に転倒して，その図-5.18は,連結していない場合の実験後の状況であり,波後に前列も被災する．

によって大きく散乱しているのが分かる．

4） また，土のうを岸側へ後退させたケースでは入射波高が小さい場合は未連結で護岸前方に設置したケース

6. 結

論

よりも安定性は向上したが，入射波高が大きい（越波量が多い）場合は土のうの後退により被災を受けやす

本検討では，仮設の被覆材3種類に対して，波浪およびい可能性がある．

越流を作用させる水理模型実験を統一的な条件で実施し，

5） 連続箱型鋼製枠で土のうを連結して設置すると，安定

耐波，耐津波安定性を比較検証した．

性が増し，連結しない場合と比較して1.5倍ほどの波

1） 網袋式被覆工，石かご，土のうの重積みの場合に高まで耐えることができる．土のうを2列にして連結させおけるKD値はそれぞれ，4.4，4.1，0.2だった．網

るとさらに安定性が増し,土のうを波が大きく越波しても袋式被覆工と石かごの安定性は同程度であり，安散乱しないことが分かった．

全側に見ると4程度とするのが妥当と考えられる．

なお，土のうの中詰材の違いや後退量の変化が耐波安

2） また，腹付工上に設置した網袋式被覆工，石かご，

定性に与える影響については，今後の課題である．

土のうのイスバッシュ定数yは，それぞれ1.23-1.33，（2021年6月4日受付）

1.24-1.48，0.59-0.80であり，網袋式被覆工と石かごの安定性は同程度であるのに対し，土のうの安定性が低いことが分かった．なお，今回得られた謝辞

イスバッシュ数については一般的な石やブロック

本研究の実施にあたっては，国土交通省港湾局，関東と比較して大きめであり，今後よりデータを蓄積

地方整備局，横浜市の関係各位に多大なるご支援，ご助

して汎用的な値を求めるのが望ましい．

言をいただいた．また，実験実施にあたっては耐波研究

3） 網袋式被覆工，石かごは同等程度の耐波・耐越流

グループの鶴田修己主任研究官，朝比翔太研究員，川口

安定性を有しており，土のうは比較的安定性が低真吾研究員，中澤祐飛研究員の協力を得た．また，実験- 22 -

仮設被覆工の耐波安定性について実施にあたり，太陽工業(株)より連続箱型鋼製枠の模型を，キョーワ株式会社より網袋式被覆工の模型を提供いただいた．ここに記して心からの謝意を表する．
参考文献
かごマット工法技術推進協会：かごマット水理実験結
果報告書，24p.，2014.
2) 黒田美里，井上和徳，土橋和敬，平石哲也: 海岸用網
袋式ユニットの性能評価に関する実験，土木学会論文
集 B3(海洋開発), Vol. 70, No.2, pp.I_247-I_252, 2014.
3) 島袋洋行，水谷法美，小山裕文: 透水性一様斜面上に設置した袋型被覆材に作用する波力と耐波安定性に関する研究，海洋開発論文集, 第 22 巻, pp.763_768,
2006.
4) 平石哲也:蛇かごタイプの消波工の耐波安定性について，京都大学防災研究所年報，第 58 号 B，平成 27
年.
5) 多田毅，宮田喜壽，藤本和隆，大城戸秀人: 鉄線籠マ
ットレスの耐津波安定性に関する実験，土木学会論文
集 B3(海洋開発), Vol.72, No.2, pp.I_527-I_532, 2016.
6) 三井順，松本朗，半沢稔，小山裕文，篠村幸廣，尾池宣佳: 袋型根固め材を用いた津波に対して効果的な防波堤マウンド被覆方法の検討，土木学会論文集
B3(海洋開発), Vol.69, No.2, pp.I_479-I_484, 2013.
7) 国土交通省 港湾局：港湾における高潮・高波被害軽減のための土のう設置事例集 ～港湾 BCP 直前予防
対策 参考資料～，2020．
8) R.Y.Hudson: Laboratory investigation of rubble-moundbreak water, Proc.ASCE., Vol.85, W.W.3., pp.93-121, 1979.
9) (一社)漁港漁場新技術研究会：津波越流に対する防波
堤腹付マウンド被覆ブロックの所要質量算定マニュ
アル，p.45, 平成 26 年.
10) Coastal Engineering Research Center: Shore Protection
Manual, U.S. Army Corps of Engrs, U.S. Govt. Printing
Office, Vol.II, pp.7_213-7_216, 1977.
11) (公社)日本港湾協会：港湾の施設の技術上の基準・同解説（上巻），pp.248, 平成 30 年.
12) 岩崎敏夫，真野明，中村武弘，堀越信幸: 潜堤マウン
ド材及びプレパクト堤に作用する定常流流体力に関する実験的研究，第 31 回海岸工学講演会論文集，
pp.527-531, 1984.
1)- 23 -

港湾空港技術研究所報告第 60 巻 第 1 号

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
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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。

CONTENTS
1. Cyclic Beach Morphological Changes in the Swash Zone

due to Tidal Range Fluctuations
Masayuki BANNO・Yoshiaki KURIYAMA
2. Ocean swells induced by the Typhoon Faxai hit Port of Yokohama in 2019

Hitoshi TAMURA・Koji KAWAGUCHI・Takumu IWAMOTO・Takashi FUJIKI
3. Dynamics of ocean swells in Toyama Bay

Hitoshi TAMURA・Koji KAWAGUCHI・Takashi FUJIKI
4. Study on Stability of Temporary Armor Units against Waves
Kojiro SUZUKI・Hiroki KUBOTA・Tsutomu TANAKA
5. Study on Wave Pressure acting on Receding Parapet type Seawall
Kojiro SUZUKI・Hiroki KUBOTA・Naoki TSURUTA
6. Study of slow slip mechanism on plate boundary fault decollement zone
Yuri SUGIYAMA・Shinya TACHIBANA・Yoshiyuki MORIKAWA
7. Development of frictional contact algorithm using weighted least squares for MPM–rigid bodysimulation and its application to behavior of open-ended pile driven into the ground
Keita NAKAMURA・Satoshi MATSUMURA・Takaaki MIZUTANI