ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

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

No.1269

March 2013

津波越流時における混成堤の被災メカニズムと腹付工の効果
有川 太郎
佐藤 昌治
下迫健一郎
富田 孝史
廉
慶善
丹羽 竜也

独立行政法人港湾空港技術研究所

Independent Administrative Institution,

Port and Airport Research Institute, Japan目

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

4

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

5

背景 ························································································································································

51.2

防波堤の機能と外力の関係 ···············································································································

5

1.3

研究の目的と構成 ·······························································································································

6

2. 混成堤の破壊過程の検討 ·····················································································································

6

2.1

目的 ························································································································································

6

2.2

要

1.1

滑動安全率が危険な断面（例：釜石港） ······················································································

6(1)実験条件 ··················································································································································

6(2)水理実験結果 ··········································································································································

7(3)気中における摩擦係数の検討 ·············································································································

92.3

支持力破壊が危険な断面（例：御前崎港） ·················································································· 10(1)実験条件 ·················································································································································· 10(2)実験後の破壊形態 ································································································································· 12(3)水位変化と各地点の波圧の検討 ········································································································· 13(4)破壊モードの検討 ································································································································· 14(5)気中における摩擦係数の検討 ············································································································· 15
2.4

越流洗掘による破壊の検討（例：八戸港） ·················································································· 16(1)実験条件 ·················································································································································· 16(2)実験結果 ·················································································································································· 17(3)破壊モードの検討 ································································································································· 20
2.5

破壊過程に関するまとめ ··················································································································· 20

3. 腹付工対策を施した混成堤の破壊過程 ····························································································· 21
3.1

腹付工の概念図 ··································································································································· 21

3.2

滑動モードに対して（例：釜石港） ······························································································ 21(1)実験条件 ·················································································································································· 21(2)実験結果 ·················································································································································· 22
3.3

支持力破壊モードに対して（例：御前崎港） ·············································································· 23(1)実験条件 ·················································································································································· 23(2)実験結果 ·················································································································································· 23(3)破壊モードの検討 ································································································································· 24
3.4

洗掘モードに対して（例：八戸港） ······························································································ 24(1)実験条件 ·················································································································································· 24(2)各ケースの実験前と実験後の様子 ···································································································· 25(3)破壊モードの検討 ································································································································· 27
3.5

腹付工の破壊モードに関するまとめ ······························································································ 27(1)破壊に至る時間遅延に対する考察 ···································································································· 27(2)腹付工の最終的な破壊形態 ················································································································· 27-1-4. 腹付工における被覆工と洗掘防止工の安定性 ················································································· 27
4.1被覆材 ············································································································································ 27(1)実験条件 ·················································································································································· 27(2)方塊ブロックを用いたケース ············································································································· 29(3)被覆材を用いたケース ························································································································· 30(4)被覆材の効果および必要質量の算定について ················································································ 33
4.2

洗掘防止工 ····································································································································· 34(1)実験条件 ·················································································································································· 34(2)実験結果 ·················································································································································· 34
4.3

被覆工および洗掘防止工に関するまとめ ················································································· 34(1)設計の考え方 ·········································································································································· 34(2)効果について ·········································································································································· 34
5. 津波越流時における混成堤の安全性の考え方 ················································································· 35
5.1

混成堤の安全性の検討方法 ········································································································· 35(1)基礎部洗掘 ·············································································································································· 35(2)腹付工 ······················································································································································ 35
5.2

混成堤の破壊過程における腹付工の効果 ················································································· 35(1)腹付工が無い場合 ································································································································· 35(2)腹付工を施した場合 ····························································································································· 36(3)既存防波堤に対する腹付工の効果 ···································································································· 36
6. まとめと今後の課題 ····························································································································· 36
6.1

まとめ ············································································································································ 36

6.2

今後の課題 ····································································································································· 37

謝辞 ······························································································································································ 37
参考文献 ······················································································································································ 37-2-

Failure Mechanism and Resiliency of Breakwaters under Tsunami
Taro ARIKAWA*, Masaharu SATO**, Kenichiro SHIMOSAKO***, Takashi TOMITA****,
Gyeong-Seon YEOM***** and Tatsuya NIWA******

Synopsis
Many breakwaters were damaged by the Great East Japan Earthquake of March 11, 2011. Manyof these were destroyed under tsunami overflow. It should be noted that tsunami, which is higher
than the design tsunami height, may occur for the future. Therefore, it may achieve the disastermitigation that the breakwater with resilient structure against tsunami has to be developed. In thisresearch, the physical experiments are conducted by using the various breakwater cross sections toclarify the failure mechanism under tsunami overflow. Through results of experiments of the
breakwater with countermeasures against scouring, the resiliency of the breakwaters is verified.
The following is the summary.
1. The destruction of breakwater can be verified by using the safety of sliding, overturning andbearing capacity. If the overflow scours the rubble mound, the safety should be estimated with thecross section after scouring.
2. Souring due to the overflow decreases the bearing capacity of the rubble mound and it makes
the breakwater easy to fall down.
3. The experimental results show that the widening work improve safety factor against sliding,overturning and bearing capacity. The scouring protection mat and armor block above the rubble
mound of the widening work, which means placing rubble on the back of the caisson, is efficient
to delay the initial time to scour.
4. The caisson gradually falls into the hole made by scouring, when the scouring reaches at thelower part of caisson.
5. The widening work has the efficiency to delay the initial time to scour the rubble mound. The
breakwater with widening works is able to withstand larger tsunami height than the design height.
It indicates that the breakwater with widening work is the resiliency structure against the external
tsunami force.
Keywords: Breakwater, Tsunami, Failure Mechanism, Resiliency, Widening Work* Research Director, Coastal and Ocean Engineering Field** Researcher, Maritime Structures Group, Coastal and Ocean Engineering Field*** Director, Coastal and Ocean Engineering Field**** Deputy Director-General, Managing Directo, Asia-Pacific Center for Coastal Disaster Research***** Researcher, Asia-Pacific Center for Coastal Disaster Research (Former)****** Research Trainee, Asia-Pacific Center for Coastal Disaster Research
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan,
Phone：+81-46-844-5043 Fax：+81-46-842-7846

e-mail: arikawa@pari.go.jp-3-

津波越流時における混成堤の被災メカニズムと腹付工の効果
有川太郎*・佐藤昌治**・下迫健一郎***・富田孝史****・廉慶善*****・丹羽竜也******

要旨

東日本大震災時において，津波により多くの防波堤が倒壊に至った．これらの多くは，津波が越流した時に破壊されたと考えられている．今後も設計を超える津波が来襲する可能性は指摘されている．
そのため，設計を超える津波に対しても，防波堤がその防護効果を粘り強く発揮するための構造を開発することが減災につながると考えられる．
そこで，本研究では，まず，水理模型実験において，滑動・支持力破壊・基礎部の洗掘が支配的と考えられる断面を用いて，混成堤の津波越流時に対する破壊メカニズム検討を行い，その後，混成堤における腹付工対策効果について検証した．その結果，以下のことが明らかとなった．
・基礎部が洗掘された場合においては，洗掘後の断面を用いることで，基礎部の洗掘の有無によらず，滑動・転倒・支持力破壊に対する安全性を用いて，ケーソンの破壊を照査することができる．
・基礎部が洗掘されると，支持力破壊・転倒の安全率が低下し，ケーソンが倒壊しやすくなる．
・腹付工を施すことにより耐津波安全性は向上する．また，腹付工に被覆工および洗掘防止工を施すことで，腹付工の洗掘を防止する効果がある．
・基礎部の洗掘によりケーソンが倒壊する場合，洗掘された穴にケーソンが滑落するため，ケーソンの変形は徐々に進行するようになる．
・越流時における腹付工を施した混成堤の破壊過程においては，洗掘が開始する津波の高さが重要であり，腹付工を施し洗掘の開始する津波高さを大きくすることが可能となる．そのうえ，ケーソン下部まで洗掘が進行するまで倒壊しないようにすることが可能である場合には，その時間を稼ぐことができ，より粘り強く防護機能を保持することができる．
キーワード：防波堤，津波，被災メカニズム，粘り強さ，腹付工* 海洋研究領域

上席研究官（耐波設計担当）** 海洋研究領域耐波研究チーム

研究官*** 海洋研究領域長**** アジア・太平洋沿岸防災研究センター

副センター長***** 元アジア・太平洋沿岸防災研究センター

研究官****** アジア・太平洋沿岸防災研究センター〒239-0826

横須賀市長瀬3-1-1

電話：046-844-5043

依頼研修生

港湾空港技術研究所

Fax：046-842-7846

e-mail:arikawa@pari.go.jp-4-

1. はじめに
1.1

踏まえると，図-1.3 の①のよ うな外力と機能の関係となることがわかる．

背景

東日本大震災における津波により多く
くの防波堤が破壊

一方で，図-1.2 の②のよう
うに安全率が 1.0 を下回った

された．これらの多くは，津波越流時にに生じたと考えらとしても，急には滑落せず徐 々に変形し，かつ，変形がれている．しかし津波越流時における防防波堤の安定性にある程度で止まった場合，図--1.3 の②のような外力と機ついては，東日本大震災以前はほとんど
ど研究がなされて能の関係となることが予測さ れる．このような場合には，こなかった．そのため，有川ら（2011） は，津波越流時防護機能は変形量に応じて保 持されることとなる．最終における釜石港湾口防波堤の安定性につついて，縮尺 1/60

的には，被害と防護機能の関 係を明らかにすることで減の水理模型実験により検討を行った．そその結果，越流時

災効果を検討することが可能 となる．このように，外力においては，港内・港外の水位差によるる水平力の作用だとそれに対する変形特性を明 らかにすることが粘り強さ

けでなく，越流水による背面側の静水圧圧からの減圧や洗を検討するうえで必要である と考えられる．

掘による基礎マウンドの脆弱化などが生生じることで，ケーソンの安定性が低下することを明らかかにした．また，
釜石港湾口防波堤の場合，ケーソンが動動き始めてからマウンドから滑落するまでの時間は，現地地換算で 1 分以内
程度であることが示されている．
富田ら（2012）は，防波堤の有無によ
よる湾内および背
後地域の津波高の違いについて計算を行行い，釜石湾では，防波堤がまったく無い場合よりも，越流流するまで防波堤が倒壊しなかった場合のほうが，津波高高が小さくかつ浸水開始時間を遅らせたとし，防波堤によより一定の津波災
図-1.1

害軽減効果があることを示した．

防護機能と 変形量の関係の例

一方で，現段階における技術では，将将来に来襲する津波の高さを精度良く予測することは難し
しく，どのようなレベルの津波高さで設計を行ったとしてても，設計外力を超える津波が来襲する可能性は十分に考考えられる．そのため，設計外力を超えても倒壊しづらいい構造とすること
で，越流を許したとしても，粘り強く防防護機能を保持することが重要であるとされた．
1.2

防波堤の機能と外力の関係

粘り強く防護機能を保持できるかを検検討するには，外力と防波堤の防護機能との関係を明らかかにすることが重図-1.2

外力と変 形量の関係の例

図-1.3

外力と機
機能の関係の例

要である．防波堤の防護機能は，防波堤
堤の変形度合に依存すると考えられるため，外力と防波堤
堤の変形度合の関係を明確にしなければならない．
たとえば，ケーソンが基礎マウンド より滑落すれば，その防護機能はほぼゼロとなるため，ケケーソンがマウン
ド上に存在するまではその機能が失われれないとした場合，概念的には図-1.1 に示すようになると考考えられる．
次に．ケーソンが滑落するまでの変形
形度合とそれを引き起こす外力の関係として，たとえば釜釜石の場合，滑動
安全率が 1.0 を下回ると滑落まで至ってていると仮定すれば， 図-1.2 の①のような外力と変形量
量の特性を持つことが考えられる．従って，変形度合と防防護機能の関係を

-5-

1.3

2.1

研究の目的と構成

滑動安全率が危険な断面(例：釜石港)(1)実験条件

以上のように，津波による被害を考えるにあたって，

釜石港湾口防波堤北堤深部には台形と矩形の 2 断面が防護施設の外力に対する変形特性を明らかにすることはあり，これらについて，現地に対して 1/20 の縮尺の模型大事である．

を製作した（図-2.1）．

本研究では，防護施設として防波堤特に混成堤を対象

実験は，区間 70m 程度の環流装置を有している，幅として，津波越流時の際に生じる外力による変形特性を3.5m の水路において実施した．防波堤の模型は，図-2.1

明らかにするため，水理模型実験を行った．
まず，水理模型実験において，様々な断面を用いて，に示す水路内に設置し，ケーソンの高さは，深部の現地

防波堤の津波越流時に対する倒壊メカニズムを明確にす

断面に合わせて台形が 1.65m，矩形が 1.4m とした．ケーる．また，対策工として腹付工を用いた場合の変形特性

ソンの質量は台形 4.5t・矩形 4.0t，幅は 1.5m とした．ケを検討した．本研究の構成を以下に示す．

ーソン目地の影響も含めた実験とするため，水路壁に接第 2 章では，釜石港防波堤（縮尺 1/20），御前崎港防するケーソンはダミーケーソンとし，幅は 0.9m，1m 幅

波堤（縮尺 1/7.5），八戸港防波堤（縮尺 1/25）の各断面

あたりの質量は，試験用ケーソンに比べて倒壊しにくくにおける津波越流時の倒壊メカニズムを水理模型実験にさせるため単位体積質量を 10%重くし，台形断面と矩形より検討し，津波越流時の破壊モードを整理する．

断面の質量をそれぞれ 3.0t と 2.6t とした．ケーソンの目
地幅は 2.5cm とした．

第 3 章では，各断面に腹付工を施し，その効果につい

図-2.2 に示すようにケーソン模型の前面・背面・上面て検討し，腹付工を有する混成堤の倒壊特性について考には波圧計（PG）を設置し，底面には間隙水圧計（UG）

察する．
第 4 章では，腹付工の洗掘防止について，様々な被覆を設置した．
実験は環流装置の沖側扉（図-2.1 の左側）から水を排材を用いて検討するとともに，洗掘防止工の効果の確認

出し，岸側扉（図-2.1 の右側）から吸入することで港外を行った．
第 5 章では，腹付工を含めた混成堤における津波越流側と港内側の水位差を作り，津波による越流状態を擬似的に再現した．ポンプ出力の調整により，なるべく現地時の安全性の考え方について考察する．

の水位差や水位と合うように設定した．実験ケースを表

2. 混成堤の破壊過程の検討
2.1-2.1 に示す．

目的
表-2.1

重力式防波堤のうち，特に混成堤の津波越流時の安定性を検討する．

実験ケースと水位

初期 マウンド 沖側水位変 陸側水位変

波浪に対して耐波安定性を検討する際には，設計では，

ケース 回数 水位

化量(WG5，m)(WG10,m)0.040-0.077

0.117

0.078

-0.154

0.232

3

0.214

-0.391

0.605

1

0.080

-0.155

0.235

0.111

-0.220

0.331

3

0.213

-0.382

0.595

1

0.038

-0.064

0.102

2

0.080

-0.150

0.230

0.209

-0.3980.607(m) （砕石）は波力と摩擦抵抗力とを比較し，転倒に対しては，ケー
K-1

ソンの後し点を支点とするモーメントを比較する．支持（矩形）

力に対しては，偏心傾斜荷重による基礎マウンド全体が滑る安定性と端支圧による局部破壊に対する安定性を照

K-2

査する．

（台形）

ここでは，設計時において滑動安全率が他の安全率と比較して厳しかった断面として釜石港の防波堤を，そして，支持力破壊の安全率が他の安全率よりも厳しい断面

K-3として御前崎港を選び，それぞれの断面が津波越流時に

（台形）

水位差

化量

滑動，転倒，支持力の安定性を照査する．滑動に対して

捨石

1
2

2

3

3号

3.85

3号

6号

(m)

破壊モードの検証を行う．また，八戸港の防波堤は東日
本大震災において，越流により基礎部が洗掘され，ケー

釜石港湾口防波堤におけるマウンド捨石は，1 個あた

ソンが倒壊したと考えられている．しかし，そのメカニり 10 kg から 800 kg 程度で幅広い質量のものを採用してズムについては明確でないため，その破壊モードについいるため，現地の捨石サイズに対応する実験として，砕て検討を行うこととする．

石 3 号（現地換算で 600 kg／個程度）を用いてケース K-1-6-

とケース K-2 の実験を行った．さらに，捨石の大きさにそれぞれのケースの実験では，水位差を変えて 3 回ず

よる滑動抵抗力の違いや洗掘の違いについて検討するたつ行い，最初の 2 回は小さい水位で状況を確認し，3 回め，砕石 6 号（現地換算で 10 kg／個程度）を用いたケ目でケーソンを滑動させるために大きな水位差をつけた．

ース K-3 を実施した．また，ケース K-1 は矩形模型を用

初期水位は，全ケースにおいて底面から 3.85m となるよい，ケース K-2 と K-3 では台形模型を用いた．

うに設定した．

図-2.1

図-2.2

実験模型全体断面図（矩形モデル，単位 m）

実験模型詳細図（矩形モデル，単位 mm）．PG は圧力計，UG は間隙水圧計を示す．

(2)水理実験結果察できるケーソンはダミーケーソンであるため，滑動しa)実験時と実験後の様子ていない．

水理模型実験におけるケース K-1 の 3 回目の実験時の各ケースの 3 回目実験前と実験後の様子を写真-2.2 か様子を写真-2.1 に示す．初期水位から徐々に水位差が大ら写真-2.4 に示す．図に示すとおり，ケーソンはマウン

きくなるに従い，ケーソン背後において渦が発生し，さドの下部まで滑落しなかった．これは，ケーソンが滑動らに水位を上昇させると，中央のケーソンが抜け出して，を開始したと同時に環流装置を止めたからである．一方

最終的に完全に水位差が戻った．なお，側面の窓から観で，釜石港湾口防波堤の被災後の現地測量結果では，ケ-7-

ーソンはマウンド下部まで滑落したものもあったが，これは津波作用時間が長いためと推測される．また，実験中の観察から，越流水塊によってケーソン後趾まで到達するような洗掘は認められなかった．目地の洗掘もマウ
ンドの砕石が小さいケース（ケース K-3）においても観察されなかった．目地部における流速は，ケース K-3 の場合で最大水位差のときに 3.0m/s 程度生じており，水位差 Δh を用いて計算される 2 gΔh と比較すると約 0.9 倍程度となり，ほぼ等しかった．

写真-2.1

写真-2.2

写真-2.3

実験後の様子（ケース 2 の 3 回目）

写真-2.4

実験後の様子（ケース 3 の 3 回目）

実験時の様子（ケース 1 の 3 回目）

実験後の様子（ケース 1 の 3 回目）-8-b)滑動安全率の結果
各ケースの波圧から滑動 安全率を計算したものを表-2.2 に示す．ここで，滑動安全率の列は，摩擦係数を 0.6と仮定したときの値を示し，摩擦係数の列は，滑動安全率を 1.0 としたときの係数である．これをみると，ほぼ0.6 付近で変位しており，滑動モードが卓越していたことが示唆される．また，砕石大小による違いがないことがわかる．気中における摩擦係数の検討については，(3)項で記載する．
表-2.2

滑動安全率と摩擦係数

ケース

滑動安全率

摩擦係数

K-1

1.02

0.59

K-2

1.06

0.56

K-3

1.05

0.57

図-2.4

減少率と越流深との関係

c)背面波圧の減少率(3)気中における摩擦係数の検討

有川ら（2012）においては，越流時において前面の波
圧は静水圧より若干大きくなり，背面の波圧は，背面水気中において基礎マウンドを作り，水理模型実験で用位における静水圧よりも小さくなることを指摘している．

いた矩形型と台形型のケーソンについて引張試験を行っ

WG10 の水位による静水圧と背面波圧との比率を調べた．引張り高さは，越流時における水平波力の合力の作

た．背面の各地点の圧力を代表面積で積分し，その平均用高さを考慮して，下からケーソンの高さの 1/3 の場所の減少率を α r とすると，各ケースの 3 回目の時系列は図とした．また，洗掘による摩擦係数の変化を見るため，-2.3 のようになる．図-2.4 は全ケースのすべての回にお洗掘を模して基礎マウンドの形状を変化させた（図-2.5）．

ける減少率について，0.5s の移動平均の後に得られた最洗掘としては，目地洗掘ならびに越流洗掘を考え，これ小値をプロットしたものである．横軸は，ケーソン天端らのケースにおける摩擦係数を比較した．目地洗掘を想からの水面高さ，つまり越流深とした．これを見るとわ定した実験においては，ケーソンの両端に円形の穴を掘かるように越流量が増加するに伴い減少し，最大 6%程り，ケーソン幅に対する両方の穴の幅の割合（%で表現）

度の減少率であったことがわかる．

により，洗掘状態を評価した．越流洗掘幅は，引っ張り
方向のケーソン長さとの比により評価した．また，捨石の大きさによる違いも行った．
各ケースの実験条件を表-2.3 に示す．初期の洗掘状態の例を図-2.5 および写真-2.5 に示す．
表-2.3

引張り試験のケース

目地洗掘幅とケーソ 越流洗掘幅とケーソ
砕石
ケーソン
ン長さの比
ン幅の比
( b/ B )( a/ L )なし
なし
3 号，6 号
矩形
20%，30%，40%なし
3号
なし
10%，20%3号
台形なし
なし
3 号，6 号

図-2.3

減少率の時系列（上からケース K-1，ケース K-2，

ケース K-3 の 3 回目，赤線は 0.5s の移動平均）-9-にこの様な方法で摩擦係数を 求めている．引張試験は 3
回又は 4 回行い，黒点はそれ ぞれの回のものであり，白抜きはその平均である．
見かけ上の摩 擦係数は目 地 洗掘幅にも影 響を受け るが，越流洗掘幅が大きく影響響し，越流洗掘幅／法線直角
方向ケーソン長さが 10%程度
度でも，見かけ上の摩擦係数(a) 目地洗掘（上：正面図，下： 平面図）

(b)
図-2.5

が 25%程度減少した．

越流洗掘（上：側方図，下：平平面図）
気中におけるケーソンの引張張試験の模式図
図-2.62.3

見かけ上の摩擦 係数と洗掘幅との関係

支持力破壊が危険な断断面(例：御前崎港)(1)実験条件
支持力破壊モードによる破壊
壊形態について検討するため，ケーソンの諸元が支持力 による破壊がもっとも厳しい断面として，御前崎港防波 堤（図-2.7）を対象として実験を行った．モデルは，現地
地サイズに対して縮尺 1/7.5の大きさとした．試験用のケ ーソン模型は，40.98kN/m
であり，幅は 1.5m とした．釜釜石港湾口防波堤の実験と同様に，試験用に対して 1m 幅あたりの質量を幅10%重くしたダミーケーソンを，目地 幅 2.5cm として両端に設置した．断面図ならびに波圧計ななどの位置を図-2.8 および
図-2.9 に示す．
御前崎港防波 堤の当初設 計 時における波 圧に対す る
安全率は，滑動が 3.173，転倒
倒が 3.920，支持力（偏心傾斜荷重）が 2.929 であり，支 持力（偏心傾斜荷重）に対する安全性が最も厳しい断面 であった．なお，基本断面
は，地震時における波圧作用 時で決まっているため，これら安全率は余裕のある値と なっている．
写真-2.5 初期状態

実験条件を表-2.4 に示す．まず，背後の地盤洗掘の影（上：目地洗掘 30%，下：越流洗
洗掘 20%）

響を受けないようにするため
めに，コンクリート版(厚さ25cm)をマウンドの下に引き検検討した（ケース O-1～O-3）．
ケース O-1，O-2 は，港内側 のマウンド幅を御前崎港の結果を図-2.6 に示す．ケーソンが数 cm 程度安定して動き出したときの摩擦係数として整理しした．摩擦係数は，

断面とあわせた 0.67m とし，ケース O-3 では，マウンド

ケーソンが移動しているときの引張力をを単純にケーソン

幅の影響を検討するため，港港内側のマウンド幅を 3.0mの自重で除した値として評価した．ただだし，基礎マウンに広げた．ケース O-4，O-5 では，基礎地盤を含めた検ドの状態によって，厳密な摩擦係数の評
評価は難しくなる討を行うため，コンクリート 版を撤去して行い，ケース

ものの，ここでは「見かけ上の摩擦係数数」として，単純

O-1，O-2 の結果から，マウン ド幅が短いと支持力破壊す- 10 -

ると考え，マウンド幅は 1.5m とした．砂地盤面の上に，
砂

4

0.181

-0.366
6

沖側水位

陸側水位
位

変化量

変化量
量

(WG5，m)(WG10,m)1

0.068-0.125
5

0.193

2.41

2

0.127

-0.256
6

0.383

2.41

3

0.183

-0.371
1

0.554

2.41

10cm の小さい砕石層を砂の吸いだし予予防として敷設した．地盤は締固め作業を行い，N 値が表
表層で 4～5，ある

ケース程度の深さからは 10 以上になっている ことを確認した．
表-2.4

ケース

1
O-1

O-2

実験ケース

沖側水位

陸側水位

変化量

変化量

(WG5，m)(WG10,m)0.066-0.147

O-3
水位
位差
(m )

初期水位(m)

0.21
13

2.41
O-4

0.547
水位差
(m)

2.41

初期水位(m)4

0.19-0.416
6

0.606

2.41

1

0.061

-0.131
1

0.192

2.16

2

0.138

-0.268
8

0.406

2.16

2

0.143

-0.283

0.42
26

2.41

3

0.204

-0.399
9

0.603

2.16

3

0.198

-0.400

0.59
98

2.41

4

0.223

-0.483
3

0.706

2.16

1

0.060

-0.122

0.18
82

2.41

1

0.07

-0.133
3

0.203

2.16

2

0.131

-0.256

0.38
87

2.41

2

0.139

-0.275
5

0.414

2.16

3

0.172

-0.326

0.49
98

2.41

3

0.222

-0.442
2

0.664

2.16

図-2.7

図-2.8

図-2.9

O-5

御前崎港の防波堤断面図

御前崎港防波堤の実験断面図

御御前崎港防波堤の実験断面図（ケーソン拡大図）- 11 -

(2)実験後の破壊形態

倒に至ることになった．ケーソンは背後にたまった捨石

各ケースの実験後の様子を写真-2.6 から写真-2.9 ににぶつかって止まっていた．

示す．ケース O-1 では，中央部のケーソンのみ倒壊し，
ダミー函は，動いていなかった．また，基礎マウンド部の様子を見ると，ケーソンの後趾がめり込むように基礎マウンドに入っていた後，転倒していく様子が見受けられた．そのため，写真-2.6(b)をみるとわかるように，最終的には，ケーソンが 90 度倒れている．ケース O-2 では，ダミー函も含めて転倒に至ったものの，その様子は，
ケース O-1 と同様であった．(4)項で詳細に破壊モードを検証するが，マウンドの破壊状況からも支持力から破壊されていたと推測される．

(a) 実験前の様子（ケース O-3）(a) ケース O-1 の実験断面(b) 実験後の様子（ケース O-3-4）
写真-2.7

実験前後の様子（ケース O-3）

ケース O-4，O-5 では，砂地盤を基礎地盤とし，港内側のマウンド幅も 1.5m とし，計算のうえでは，支持力
破壊よりも滑動の安全率のほうが厳しくなると考えられたが，写真-2.8 は，ケース O-4-4 の実験終了時であるが，これまでと同様に最終的に転倒した形となった．
写真-2.9 は，ケース O-5-3 の実験終了時であるが，これをみるとわかるように，ケーソン背後がかなり洗掘を(b) ケース O-1-3 終了後
写真-2.6

実験前後の様子（ケース O-1）

受けていることがわかる．ケース O-5-3 は，ケース O-4-3に近い水位であることから，ケース O-5-3 の終了時においても，ケーソン背後がかなり洗掘を受けていたと考え

ケース O-3 では，マウンド幅を長くすることで，支持られる．そのため，期待した支持力が発揮されず，最終力破壊モードを防ぐことを考えたが，ケース O-3-3 にお的には，支持力破壊から倒壊したのではないかと推測さいて，ケーソン背後の捨石が洗掘されてしまったため，れる．

結局，写真-2.7(b)のようにケーソンは支持力破壊から転またこのとき，ケーソンは，基礎マウンドまでは破壊- 12 -

するように倒壊していくものの，その下下の砂地盤までは(3)水位変化と各地点の波圧
圧の検討

破壊するに至らず，そこで，後趾を支点点として転倒モーa)前面および背面の波圧と 静水圧との関係

ドに変わっていた．

波圧を検討するにあたって ，前面および背面の水位から計算される静水圧とそれぞ れの位置での波圧を比較す
ように，前面水位を η f ，背る．その際，図-2.10 に示すよ面水位を η r ，背面水位から波圧圧計までの位置を d 1 とする．

d ′ = η f − ηr を水位差とした．

図-2.10

水位と波圧圧計の位置の定義図

O(a) 実験前の様子（ケース O-4）
前面の波圧について，横軸
軸に d ′ / d 1 ，縦軸に前面における静水圧補正係数（ α r）とししたものを図-2.11 に示す．
O-1-1 から O-5-3 までの全ケ ースを対象とし，倒壊に至した場所における 1s 間の平っていないケースでは，安定し均値を用い，倒壊に至ったケ ースでは，倒壊に至る直前の 1s 間の平均値を用いた．水水位としては WG5 の位置の計測値を用いている．これを みると，上部にある波圧ほど変化率が 1.0 を超え大きく なる傾向にあるが，全体的には 0.975 から 1.03 の間に収収まっていることがわかる．
同様にして背面における静水圧からの変化率を図-2.12 に示す．これをみると， d ′ / d 1 が大きくなる（より水面に近い波圧計）ほど変化 率が小さくなっており，よ(b) 実験後の様子（ケース O-4-4）
O
写真-2.8り静水圧から減少することが わかる．

実験前後の様子（ケーース O-4）

図-2.11
写真-2.9ス O-5-3）
実験後の様子（ケース- 13 -

d ′ / d 1 と前面 の変化率( α f)との関係

全体的に上になっているものの，傾向は同じである．御前崎の断面は水深が比較的に浅い条件，釜石の断面は水深が深い条件であると考えた場合，その条件のなかで収まる範囲の断面であれば， d ′ / d 1 の変化に比例して小さくなる同様の傾向を示すことが推測される．
実務において， d ′ / d 1 の変化に応じて減少率を変化させることに対して，10%程度の議論となるため，かえって混乱を招く可能性がある．一方で，d ′ / d 1 が 1.0 程度というのは，背面水位が水位差の倍程度であり，背面水位の影響が徐々に小さくなると考えられる．従って，実務においては，1.0 付近の値として 0.9 を背面の減少率として用いるのが良いと考える．また．その場合，前面側の変化率は，数%程度であり，安全側を考え 1.05 とする．
図-2.12d ′ / d 1 と背面の変化率( α r)との関係

図-2.13 に壁面全体の平均値を示す．ここで d 1 は，水面から作用している面の中心までの距離とし，前面側は水面から防波堤高さの半分までの距離，背面側は，背面
水位が防波堤の天端より高い場合は，水面から防波堤高
さの半分までの距離とし，背面水位が防波堤天端より低い場合は，水面と防波堤底面との距離の半分とした．
前面側は，ばらつきはあるもののほぼ 1.0 であることがわかる．背面側は， d ′ / d 1 が 0.7 付近を超えると，変化率が 0.9～0.85 となっている．釜石港防波堤の実験では，0.94 程度までであったが，背後水深が小さいときには，越流の影響が大きくなっていることがわかる．
図-2.14d ′ / d 1 と背面変化率の比較(4)破壊モードの検討
各実験における，滑動，転倒ならびに支持力の安全性を検討した．滑動については水平方向の力のつりあいを，
転倒に関しては壁体後趾周りのモーメントのつりあいを，支持力に関しては，偏心傾斜荷重から簡易ビショップ法により安全性を確認した．安全率は，各地点で得られた
波圧に代表面積を乗じて，水平力，鉛直力，モーメントを求め，そこから偏心荷重を計算し求めた．滑動の計算においては，摩擦係数を 0.6 とした．マウンド部においては内部摩擦角 35 度，粘着力 20.0kN/m2，砂地盤および
コンクリート 版におい ては 内部摩擦角 40 度， 粘着 力
0.0kN/m2 とした．
図-2.13 d ′ / d 1 と変化率の平均値との関係

それぞれのケ ースのうち 倒 壊に至った時 点の安全 率をまとめたものを表-2.5 に示す．表-2.5 における「マウ図-2.14 に背面側の変化率について，釜石防波堤とのンド」列は，簡易ビショップ法で計算する際に，「健全」

比較を行ったものを示す．定性的には釜石のほうが若干としたものは，実験の初期地形を用いて計算し，「洗掘」- 14 -

としたものは，直前のケースにおいて計測した地形を用(5)気中における摩擦係数の検討

いて検討した結果である．結果をみると，すべてのケー

試験は，写真-2.10 に示すように，油圧ジャッキでケスで支持力の安全性が損なわれたため，ケーソンが倒壊

ーソン高さ 1/3 の部分を引っ張った．試験は 2 回行った．

に至ったと推測される．
ケース O-2 では支持力の安全率が 1.15 と他のケースと比較すると高くなっているが，マウンドが健全として簡易ビショップ法を計算しているため，これは，ケーソンが倒壊に至る前にマウンド部が洗掘を受けた可能性があると考えられる．
ケース O-4，O-5 においては，支持力の安全率が 0.8 程度となっている．ケース O-3-4 と水位差を考えてもケー
ス O-4，O-5 のほうが倒壊しづらかったことを示している．これは，コンクリート版のほうがマウンド内の透水が大きく，その影響ではないかと考えられるため，今後，
このマウンド内の浸透流の影響を検討する必要がある．

写真-2.10

気中引張り試験状況

全てのケース の安全率な ら びに現地換算 した場合 の端支圧について d ′ / d 1 との関係を図-2.15 に示す． d ′ / d 1

写真-2.11 に試験前後の様子を示す．ケーソン模型はが大きくなるにつれ，各種の安全率が下がり，支持基盤

港内側の砕石にめり込む形状となり，砕石がケーソン模が破壊されて倒壊したことがわかる．

型の前に堆積していた．図-2.16 は，そのときの荷重，
変位量，摩擦係数の時系列の例である．摩擦係数として

表-2.5
ケース

滑動

は，0.542 と 0.562 であった．0.6 よりも 10%程度小さく各ケースの安全率のまとめ
転倒

支持力(簡易ビシ

マウンド

ョップ法)

※

O-1-3

1.48

1.92

1.05

健全

O-2-4

1.60

2.17

1.15

健全

O-3-4

1.49

1.92

1.07

洗掘

O-4-4

1.38

1.91

0.80

洗掘

O-5-3

1.39

1.92

0.81

洗掘

図-2.15d ′ / d 1 と各安全率の関係なっており，これは支持力の影響があると考えられる．

写真-2.11- 15 -

実験前（上）と後（下）の様子

表-2.6ケース

H-1

図-2.162.4

引張り荷重，変位量，摩擦係数の時系列の例
H-2

越流洗掘による破壊の検討(例：八戸港)(1)実験条件

実験ケースと水位差

沖側水位変化量

陸側水位変化量 水位差 初期水(WG2，m)(WG7,m)

(m)

1

0.408

0.163

0.245

2

0.408

0.166

0.242

3

0.415

0.168

0.247

4

0.561

0.162

0.399

1

0.408

0.164

0.244

2

0.407

0.167

0.240

3

0.414

0.158

0.256

4

0.564

0.161

0.403

位(m)

-0.06

-0.21

-0.06
-0.21

八戸港の防波堤を対象として実験を行う．図-2.17 は，対象とした工区とその被災状況の例である．この断面をもとに，実験断面を縮尺 1/25 で作成した（図-2.18）．砂は平均粒径 0.2mm のものを用いている．ここでのポンプは，流量調整ができないため，水路内に堰を設けること
で前面ならびに背面の水位を調整した．
実験は，はじめケーソンの質量を 1025.18kg として，ケーソンが動かない状態として背後の地盤洗掘を確認し(ケース H-1)，その後，ケーソン質量を現地にあわせ537.9kg として行った．
（ケース H-2）.表-2.6 に，各実験
ケースの水位と水位差を示す．

図-2.18

図-2.17

八戸八太郎地区北防波堤(中央区)の断面と被災状況の例（左が港外側）

実験断面（上：全体，下：ケーソン部拡大）- 16 -

(2)実験結果a)ケース H-1 の実験の様子と洗掘量
写真-2.12 はケース H-1 における実験前後の様子である．越流により基礎地盤が洗掘されていることがわかる．
また，写真-2.13 をみると，越流開始からおよそ 80s 程
度で最大洗掘深付近まで到達していた．その後，洗掘されたところに，基礎捨石が覆い被さった．これは，捨石のほうは，巻き上がり後の流れで，その場から流れるほどの強い流れではなかったため，洗掘された場所にとどまったと推測される．
(a) 0.0s

ケース H-1-4 における実験後の様子を写真-2.14 に示
す．ケース H-1-4 では，ケース H-1-1 と比較すると水位差が大きいケースであるが，これをみると，最大洗掘深の場所がケース H-1-1 よりもケーソンから遠ざかり，かつ最大洗掘深も大きいことがわかる．ケース H-1-1 とケース H-1-4 は前面側の天端から水位までの深さである，
越流深は同程度であるため，ケーソンからより遠ざかっ
た原因は，写真-2.15 に示すとおり，ケーソンが若干傾いた影響があると考えられる．しかし，最大洗掘深が深くなった原因は，背後の水深がケース H-1-1 よりも低いため，越流水塊の勢いが強く地盤に生じたことが影響し(b) 20s 後たと考えられる．

(c) 60s 後

写真-2.12

実験前後の様子（ケース H-1-1）(d) 80s 後
写真-2.13- 17 -

実験中の様子（ケース H-1-1）

実験中の最大洗掘量を表-2.7 に示す．水位については
D.L.からにして記す．これをみると，ケーソン天端から津波高までは全ケース変わらないため，背後水位が異なることによって，最終的な洗掘量が若干変わったと考え
られる．
表-2.7
ケース

写真-2.14

実験後の様子（ケース H-1-4）
1

実験ケースと最終洗掘量・水位差

最大洗掘量
(m)

沖側水位

岸側水位

(WG2,m,DL) (WG7,m,DL)

水位差(m)

1

0.18

0.34

0.10

0.24

2

0.20

0.34

0.10

0.24

3

0.20

0.35

0.11

0.24

4

0.25

0.34

-0.05

0.39

(a) 0.0s(a) ケース H-1-1(b) ケース H-1-2(b) 70s 後（(a)を基準としたとき）(c) ケース H-1-3(d) ケース H-1-4(c) 150s 後（(a)を基準としたとき）
写真-2.15

図-2.19

実験中の様子（ケース H-1-4）水位（赤：沖側（WG2），青：岸側（WG7））と最大洗掘深の時系列- 18 -

ビデオ解析に より背後の 洗 掘深さと時間 の関係を 測定したものを図-2.19 に示す．これをみると，地盤が洗掘されるのは，ケース H-1-1～H-1-3 では，越流高（天端から沖側の津波高（WG2）までの距離）が 0.08cm を超えたあたりから洗掘しはじめており，洗掘しはじめると，
洗掘深は津波高が大きくなるのに追従していることがわ
かる．ケース H-1-4 では若干目地流速により洗掘されているものの，H-1-1～H-1-3 と同じく，0.08cm 程度を超え始めたあたりから津波高に追従するように洗掘された．
一方である程度まで洗掘されると，その後は，継続時(a) 70.0s 後間により徐々に洗掘が岸沖方向に広がり，それにより，（洗掘しはじめ）

ケーソンの背面の下部まで洗掘が広がり最終的に，ケース H-1-4 では，ケーソンが傾くに至ったと考えられる．
そのため，ケース H-1-1 において，若干洗掘深が小さいのは，継続時間が足りなかったためであると推測される．
継続時間と洗掘の広がりや，越流高と最大洗掘深については，今後，越流高，ケーソン天端高，背後の水位および地盤の固さなどを変化させ，詳細に調べる必要がある．
b)ケース H-2 の実験の様子とケーソンの滑落
ケース H-2 においては，ケーソンの質量を八戸港と同様にすることで，その被災メカニズムの再現を目指した．

(b) 500.0s 後（傾き開始）

写真-2.16 は，ケース H-2-1 における実験中の様子である．ケーソン背後が洗掘されはじめ，ケーソン下部まで洗掘が到達することにより，最後は，ケーソンが洗掘した穴に滑落していることがわかる．このときの波圧から計算される滑動安全率は 2.85 であった．また，ケーソン
後しにおける端支圧は，215.52kN/m2（25 倍して現地換算した値）であった．つまり，ケーソンは津波力に対しては十分な安定性を確保していたが，下部が洗掘されることにより支持力の局所的な破壊が生じたと推測される．
これは，(3)項にて詳細に検討する．
(c)571.7s 後（傾き途中）

写真-2.17 から写真-2.19 にはそれぞれのケースの最終的なケーソンの破壊形態を示す．いずれの場合においてもケーソンが洗掘した穴に滑落しているものの，外力の大きいケース H-2-4 においては，より遠くまでケーソンが滑落している．八戸港の被災断面（図-2.17）と比較をすると，現地のほうでは，被災後の津波の押し引きによる影響や，平面的な流れの影響もあると考えられるものの，同様の被災状況を再現できたと考えられ，洗掘が進行することにより支持基盤が弱くなりケーソンが倒壊に至ったと推測される．

(d)578.3s 後（傾き終了）
写真-2.16- 19 -

実験中の様子(ケース H-2-1)

における支点も，洗掘後の端端部とした．また，上面の波圧は安定していないため無視 した．
これをみると，滑動安全率
率については，洗掘の影響はほぼないが，転倒と支持力破破壊については，洗掘が大きくなると減少し，洗掘無しの場
場合と洗掘が 4cm 生じた場合と比較すると，それぞれ 600%から 70%程度になっている．ここから，水位差が変化 しなくても洗掘によって，支持力や転倒の安全率が小さ くなることが言える．
そのときの安 全率ならび に 現地換算した 場合の端 支
圧について d ′ / d 1 との関係を図
図-2.20 に示す． d ′ / d 1 が大写真-2.17

実験後の様子（ケー ス H-2-1）

きくなるにつれ，すべての安 全率は下がり，さらに洗掘率および端支圧が変化してにより，同じ d ′ / d 1 で，安全率おり，そのためにケーソンが 倒壊に至ったことが推測さ
れる．
表-2.8

端支圧（現地破壊

換算，kN/m 2）

3.43

1.53

277.75

1.78

2.89

1.30

369.91

洗掘

滑動

転倒
倒

H-2-1

なし

1.75

H-2-1

2cm

実験後の様子（ケー ス H-2-2）
H-2-4

写真-2.19

支持力

ケース

H-2-3

写真-2.18

ケーソン下部洗掘 による各種安全率の変化

4cm

1.78

2.27

1.01

553.66

なし

1.37

2.86

1.24

355.52

2cm

1.41

2.40

0.98

494.19

4cm

1.44

1.93

0.79

779.88

実験後の様子（ケー ス H-2-4）(3)破壊モードの検討
ケース H-2 における滑動・転倒・支持
持力破壊（簡易ビショップ法）の安全率を計算する．表-2..8 に結果を示す．
ここでは，水位差が小さいケース（H-22-1～H-2-3）の平均と，水位差の大きいケース（H-2-4）にについて比較している．それぞれ，洗掘が基礎地盤から基礎
礎捨石部に至り，

図-2.20ケーソン背面下端から 2cm（現地換算 50cm，ケーソン長5
さの約 3%）および 4cm（現地換算 100cm，ケーソン長さ

2.5の約 6%）洗掘を受けた場合における， 安全率も計算した．その場合，ケーソン下部の揚圧力にについては，洗掘d ′ / d 1 と 各安全率の関係

破壊過程に関するまととめ

重力式構造の防波堤，特に 混成堤について，津波越流時の安定性を水理模型実験に より検討した．

された部分は，背面水圧と同じとして計計算し，転倒計算- 20 -

その破壊モードは，摩擦抵抗力を外力力が上回ったとき

基礎洗掘モードにおいても ，結果としては，滑動・転に生じる「滑動モード」，回転モーメント により生じる「転倒・支持力破壊の 3 つの破壊 モードで破壊されているこ倒モード」，基礎部がケーソン荷重によ
よって破壊されるとにはなるが，基礎部の取扱 いを洗掘された後で検討し「支持力破壊モード」があり，それぞれれの安全率が 1.0

なければならないことから， ここでは，通常の滑動・転を下回るときに生じていることがわかっった．

倒・支持力破壊の検討と区別 することとした．また，水一方で，特に基礎部の洗掘がケーソン
ン下部まで生じた

位差が一定であったとしても 洗掘される場合には洗掘量

場合において，支持力破壊，転倒の安全全率が，基礎部がは変化するため，安全率が変 化する．そのため，洗掘量

洗掘されない場合よりも減少することで
で，ケーソンが倒の定量化は重要であり，今後 の課題となる．

壊に至ることがある．ここでは，これをを「基礎洗掘モード」と呼ぶこととする．基礎洗掘モード
ドにおいては，洗3. 腹付工対策を施した混成成堤の破壊過程

掘後の端部を用いて，転倒，支持力破壊
壊（簡易ビショッ3.1

腹付工の概念図プ法）の計算を行い，それぞれの安全率
率が 1.0 を下回る

直立部の滑動および基礎マ ウンドと海底地盤の洗掘対かどうかを検証することで，滑動・転倒
倒・支持力破壊の策の基本的な構造の一つとし て，防波堤背後の基礎マウ

どのモードで破壊されるかがわかる．図
図-2.21 にその概ンドを嵩上げする腹付工が考 えられる（図-3.1）．
以下，本実験における断面 諸元の基本的な考え方を示念図を示す．

す．まず，腹付工の高さについいては，ケーソン高さの 1/3とした．腹付工の材料として は，基礎マウンドに用いられる捨石とし，捨石のみでは 洗掘されてしまう恐れがあることから，被覆工を腹付工のの表面に設置した．ただし，越流規模が大きくなると，被被覆工が流出し，腹付工の洗掘が進展するため，その対策 として洗掘防止工を敷設す(a) 滑動モード

る．被覆工の安定性について は，4 章で検討する．

図-3.1

腹付工
工イメージ図(b) 転倒モード
3.2

滑動モードに対して((例：釜石港)(1)実験条件
実験断面は図-2.1 と同様でであり，ケーソン背後にケー
ソン高さ 1/3 の腹付を施し， 腹付の天端幅は，既存マウ
ンドの幅と同等とした．表-3.1 に実験ケースと水位差を示す．
(c) 支持力破壊モード
表-3.1
回数

KB-1
（矩形）
KB-2

(d) 基礎洗掘モード
図-2.21

ケース

（矩形）

の概念図
防波堤の破壊モードの- 21 -

実験ケ ースと水位差

位変化 陸側水位変化 水位差
初期水 沖側水位
量(WG
G5，m)

量(WG10,m)

(m)

1

0.086

-0.1690.255

20.2990-0.5530.843

0.0666-0.1310.197

20.1225-0.2460.371

30.2447-0.516

0.763

1

位(m)

3.85

(2)実験結果a)実験の様子と水位差
ケース KB-1，ケース KB-2 ともに，腹付部が洗掘し，滑動抵抗力が小さくなり，最終的に転倒に至った．
ケース KB-1 のケーソンの転倒する様子と，マウンドが洗掘する様子を示す．これを見ると，マウンドがある
程度失われた瞬間に，ケーソンが一気に転倒していることがわかる．写真-3.3 は，ケース KB-1 の実験後の状態である．このときは，270 度回転して止まった．写真-3.4(a) 0.0sは，ケース KB-2 の結果であるが，水位差がケース KB-1
よりも小さいことから 180 度回転でとどまっている．またダミー函は，洗掘されきれておらず，傾斜してとどまった．

(b) 1.0s 後(a) 0.0s(c) 1.1s 後
写真-3.2

マウンドの洗掘の様子（ケース KB-1）(b) 1.0s 後

写真-3.3(c) 1.1s 後
写真-3.1

ケーソンの転倒の様子（ケース KB-1）- 22 -

ケース KB-1 の実験後の結果

写真-3.4

ケース KB-2 の実験後後の結果
写真-3.5b)波圧と破壊モード

腹付工及 び被覆工配置状況

された波圧から摩ケース KB-1 の動き出す瞬間の計測さ擦係数を 0.6 としたときの滑動安全率はは 0.83 であった．
これは，腹付により滑動抵抗力が増大ししたため，その効
ケース

果が失われたことにより，転倒し始めた ことを意味する．
ケース KB-2 でも，滑動安全率は 0.811 であった．した

1がってどちらも同程度の洗掘状況であっったと考えられる

OB-1 2が，水位が若干小さい状況で動き出した
たケース KB-2 の

3

ほうがケーソンの変位度は小さいといううことがわかる．
OB-2

3.3

実
実験条件

表-3.2

1
2

水
水位(m)

洗掘防止
マット

あり

なし

水位差

前面

背面

(m)

0.709

0.055

0.654

0.786

-0.067

0.853

0.803

-0.096

0.899

0.705

0.073

0.632

0.818

-0.1891.007

支持力破壊モードに対して(例 ：御前崎港)(1)実験条件(2)実験結果

ケーソン高さの 1/3 とした腹付工を設設け（図-3.2），津a)堤内外の水位差が小さい 場合（ケース OB-1-1）

波越流時における腹付工の基礎マウンド
ドおよび海底地盤の洗掘対策効果を検証した．マウンド幅
幅については，港内側を 1.067m とした．被覆材について は，後述する 4.1
節で検討した結果から，3 トンブロック
クを用いた（写真-3.5）．実験条件を表-3.2 に示す．初期期水位は底面から2.16m とした．

本実験条件における水位差
差はおよそ 0.65m であり，ほぼ同じ水理条件下における腹腹付工と被覆工が無い断面では，偏心傾斜荷重に対する支 持力不足により，ケーソンは大きく変位したが（3.2 節参参照），本実験断面では腹付工の法肩部の被覆材が流され たものの，ケーソン本体に全く変位が生じなかった（写 真-3.6）．

実験は，港内外の水位差が小さい場合合と大きい場合の2 ケースを実施し，水位差が小さい場合
合は腹付工なしの実験と同じ条件とした．

図-3.2

m
実験断面（単位 mm）

写真-3.6- 23 -

実 験後の状況

b)堤内外の水位差が大きい場合（ケーース OB-1-3 およ

考えられる．また，倒壊後， ケーソンが大きく動いた理

び OB-2-2）

由は，腹付工が一気に洗掘を 受けたためだと考えられ，

ケー ス OB-1-3 で は， 最終 的に ，ケケ ーソ ン 背面 より洗掘を急激にされない工夫が 必要であることがわかる．

194cm 離れた位置で最大 108cm の洗掘さされたものの，ケ

これらについては 4 章で検討討する．

ーソンは，数 mm 動いているかどうかで
であった．
表-3.3

各ケースの
の安全率のまとめ滑動ケース

写真-3.7

転倒

支持力(簡易端支圧

ビショップ(kN/m 2)

法)

腹付

腹付

腹付

腹付

工抵

工抵

工抵

工抵

抗無

抗有

抗無

抗有

OB-1-1

1.42

1.95

2.00

398.32OB-1-2

1.21

1.65

1.74

486.65OB-1-3

1.17

1.59

1.67

OB-2-1

1.42

1.95

1.99

OB-2-2

1.09

1.48

1.57

1.26

1.58

515.14394.951.15

1.32

577.73

実験後の状況（ケー ス OB-1-3）
3.4

ケース OB-2-2 では OB-1-3 よりさらにに大きい水位差と洗掘モードに対して((例：八戸港)(1)実験条件

した場合であったが，背後の腹付工が洗洗掘されて断面がやせ，最終的に一気にケーソンが飛散しした（写真-3.8）．

実験断面は 2.4 節で示した ものに，ケーソンの高さ 1/3の腹付工ならびに被覆ブロッ クならびに洗掘防止マット
を基礎地盤ならびに腹付工の 上部にひいたもの，重量を軽くしたものを検討した．実験
験断面図を図-3.3 に，実験条件をまとめたものを表-3.44 に示す．ケース HB-2 とHB-5 についてはケーソンが大大きく移動したこともあり，
それぞれ 2 回ずつ行った．
B-4 では，ケース HB-2，HB-3
ケーソン質量は，ケース HBの波力を基として，滑動安全
全率が腹付工を含めずに 0.9

写真-3.8ス OB-2-2）
実験後の状況（ケース(3)破壊モードの検討
表-3.3 に各ケースの安全率をまとめたたものを示す．腹付工は洗掘を受けているケースと受けてていないケースがとなるように設定し，ケース HB-5 では腹付工の抵抗力を含めて 1.0 となるように設定定した．また，ケース HB-5
では 1 回目のときにケーソン が転倒しはじめ計測器にあたり止まったため，2 回目で はケーソン周辺の計測器を取り外した．なお，腹付工の 滑動抵抗力に関しては，菊池ら(2011)に従って計算した．

あるが，今回観測窓からではうまく視認
認できなかったため，完全に腹付工がある場合と無い場合
合をそれぞれ検討した．
これをみると，ケース 1-3 で動かなかかった理由は腹付工の効果がなかった場合においても簡易易ビショップ法による安全率ならびに滑動安全率が 1.2 程度と限界ぎりぎ程りであったため，ケーソンが倒壊するにに至らなかったと考えられる．一方で，ケース 2-2 では， 腹付工が無かった場合，1.09 とほぼ 1.0 に近く，ケーソ
ソン基部も洗掘さ

図-3.3

れることで弱くなっていたため，ケーソ
ソンが倒壊したと- 24 -

実
実験断面

表-3.4
腹付工ケース

回数

実験ケースと水位差

被覆ブロック 洗掘防止マ 洗掘防止マ(高さ，ケー (3t，5t タイ ット（腹付工 ット（基礎地

堤体質量

初期水位

(kg)

(m)

沖側水位

陸側水位

変化量

変化量

(WG2，m)(WG7,m)

水位差(m)

ソン高さ 1/3)

プ)

上部）

盤）

あり

なし

なし

なし

537.877

-0.06

0.40

0.16

0.24

あり

なし

なし

なし

537.877

-0.21

0.56

0.16

0.40

HB-3

あり

なし

なし

あり

537.877

-0.21

0.56

0.16

0.40

HB-4

あり

なし

なし

なし

420.426

-0.21

0.56

0.16

0.40

あり

あり

あり

あり

331.830

-0.21

0.56

0.16

0.40

HB-1
HB-2

HB-5

1
2

1
2

ケース HB-2 では，背面の水位が下がったため，腹付(2)各ケースの実験前と実験後の様子
ケース HB-1 では，被覆工による洗掘防止工を施していないため，腹付工が洗掘をうける被害を受けている（写け工だけでなく，その下部まで洗掘されたため，支持力が破壊され，ケーソンが滑落した(写真-3.10)．

真-3.9）．この結果と，2.4 節のケース H-2-1 と比較すると，同程度の津波外力に対し，腹付工を施していない場
合では，洗掘によりケーソンが滑落したものの，腹付工を施した場合では，腹付工は洗掘されたものの堤体まで被災をしていないことがわかる．これは，津波外力だけでは堤体の滑動安全率が後述する通り 1.7 程度あったため，洗掘されてもケーソン下部まで至らなかったため，ケーソンが倒壊しなかったと考えられる．
写真-3.10

ケース HB-2-1 の終了後の様子

ケース HB-3 では，最終的にはケース HB-2 と同じような破壊形態になっているが，これは，壁面との隙間などから砂が徐々に吸い出され，最終的に，マットの効果がなくなったことによるものである．しかし，実験時の観察から，マットが飛ばなければ，洗掘が緩やかであり，洗掘される時間を稼ぐ効果があることがわかった(写真-3.11)．

写真-3.9ケース HB-1 の実験前後の様子
写真-3.11- 25 -

ケース HB-3 の実験前後の様子

ケース HB-4 では，洗掘されたあと，堤体が軽くなっていたものの，まだ滑動安全率が 1.0 を下回っていなかったため，そのまま，洗掘から支持力破壊モードとなった．ただし，ケース HB-2 と比較すると，水位差が大きくなったため，ケーソンが大きく移動していることがわかる（写真-3.12）．
(a) 測定開始 80s 後（越流開始）

写真-3.12ケース HB-4 の実験前と実験後の様子

ケース HB-5 では，腹付工を含めて滑動安全率が 1.0(b) 測定開始 102s 後を少し超える程度であったため，ある程度洗掘されると，すぐに滑動しはじめ，大きく転倒した（写真-3.13）．
洗掘防止マットを腹付工の上に施していたが，うまく抑えられず，そのため，被覆工が流出してすぐにマットが写真-3.14 (b)に示すように流された．そのため，腹付工が洗掘され，腹付工による滑動抵抗力が減少し，ケー
ソンと腹付工を含めて滑動したと考えられる．
滑動安全率が 1.0 を下回るケーソン重量であるため，(e) に示すような転倒にまで至ったと推測される．この(c) 測定開始 120s 後破壊過程は 3.3 節で示された結果と同様となる．

(d) 測定開始 149s 後(e) 測定開始
写真-3.13

ケース HB-5-1 の実験前後の様子

写真-3.14- 26 -

161s 後ケース HB-5-1 の破壊の様子

(3)破壊モードの検討

掘を防止し，より洗掘されに くくすることで，越流した

滑動前の安全率を表-3.5 に示す．ケー
ース HB-4 につい津波に対してさらに耐えるこ とが可能であると考えられては図-3.4 に示すように，残っていた腹腹付けを考慮したでさらに検討する．
る．この点については，4 章で滑動抵抗力とした．括弧内は，考慮しななかった値を示している．ケース HB-5 については，最大大波圧で事前に計

形態(2)腹付工の最終的な破壊形

算した値を示している．こ れをみるととわかるように，

釜石・御前崎港の断面では ，それぞれ腹付工が洗掘さ

HB-4 や HB-5 のように腹付工がなくな り，滑動安全率がれきった後，ケーソンが転倒 に至った（図-3.5）が，八1.0 を下回ると，ケーソンは大きく変形
形する．

戸港の断面では，ケーソンは ，洗掘された穴に滑落し，そのまま捨石に支えられてと どまっていた（図-3.6）．

表-3.5

これは，腹付が洗掘された 後において，基礎部の局所

滑動安全率

破壊モードとなるか，滑動モーードとなるかの違いである．

1.719

また，図-3.5 のような滑動モ
モードの場合においては，洗

1

1.388

掘が急激に進むことで，ケー ソンが大きく滑動しやすく

2

1.476

なる場合もある．

ケース 回数
HB-1
HB-2

各ケースの滑動安
安全率

HB-3

1.368

HB-4

0.961(0.882))

HB-５

0.532*

これらについては，腹付工 がある場合と無い場合のそれぞれの安全率を調べること により，ある程度は予測が可能となることがわかった．
両者における，防護機能を 考えた場合，最終的な破壊* ケース HB-4 の圧力を用いて計算した
た場合滑動安全率に至った場合においては，図 -3.6 の破壊形態のほうが，防護効果を若干でも有する可 能性があると考えられ，このような破壊モードになるよ うに設計できるのが良いと考えられるが，この点につい ては 5 章で考察する．

図-3.5

腹付が洗掘された場
場合の破壊形態(滑動モード

による破壊の場合)

図-3.4
3.5

ケース HB-4 の動き出し時
時の腹付け量腹付工の破壊モードに関するま とめ
図-3.6(1)破壊に至る時間遅延に対する考察
察
すべての断面において，腹付工を行っ た断面のほうが，腹付工を行わない断面よりも大きな水位
位差まで耐えることがわかった．これは，腹付工が，滑動動や支持力に対すによる破壊の場合)

4. 腹付工における被覆工とと洗掘防止工の安定性
4.1

る抵抗力の増大に寄与していることを意意味する．

被覆材の安定 性を確認す る 実験を御前崎 港の断面 をれるのを防ぎ，洗掘し始めたとしても， 支持基盤が失わ基本にして検討した．
ここでは，腹付高さを高く することで，被覆材にうま果，ケーソンが倒壊するまでの時間を稼稼ぐことが可能となる．それにより，港内への流入量を減減らし，陸地への浸水が開始する時間を遅らせることがでできる．
さらに，被覆材・洗掘防止マットなど
どで，腹付工の洗被覆材(1)実験条件

また，腹付を行うことで，防波堤の支支持基盤が洗掘される程度まで洗掘し終えるまでの時間をを稼ぐことで，結場合の破壊形態(洗掘モード
腹付が洗掘された場

く越流水塊を作用させること を考え，腹付高さはケーソ
ン高さの 1/2 とした．また， 作用位置を腹付工天端中央から法肩部付近にするため， ケーソン上部構造は上部パラペット工をとりつけた．

- 27 -

個が，ロープが切れなければ 1 体となる．

実験としては，方塊ブロックを用いた実験により越流
水塊の作用位置の確認ならびに被災度合いの観察を行い，計測器は，波高計・流速計・波圧計をこれまでと同様

次に被覆材を用いて越流水塊に対する安定性の実験を行に設置した．また，腹付天端面における流速を測定する

うこととした．

ため，電磁流速計をケーソン背面から 1m の位置に対し

方塊ブロックを用いた実験では，4.7kg（現地 2 トン相て，設置高さを，被覆工天端面から 5cm(V6)，10cm(V7)，当）ならびに 7.1kg（現地 3 トン相当）の方塊ブロック

20 cm(V8)として設置した．これは予備実験において方塊を用いた．（写真-4.1 左）．2t 型のブロックは 80 個，3t

ブロックが飛散した位置から決定したものであり，ブロ型のブロックは 56 個，腹付工天端に設置した．

ック等が飛散しても衝突しない位置で，かつ比較的に作被覆材を用いた実験では，穴あきの被覆ブロック，砕石を詰めた袋詰め，蛇篭の 3 種類の被覆材を用いた（写用している地点に近い位置とした．実験条件を表-4.1 に
示す．
表-4.1

真-4.1 右）．なお，袋詰めについては，砕石が大きいものと小さいものの 2 つを作成した．なお，各種類は岸沖ケース方向に並べ，目地部のところには方塊ブロックの 2t 型のものを並べた．このようにすることで，各被覆材の被災がそれぞれに対して影響しないように考えた．
それぞれの被覆材の質量は，現地換算で 2 トン程度に相当するものとした．ただし，蛇篭については現地の既製品のサイズにあわせ 1.6 トン型とした．
被覆材を用いた実験のケース OM-1 では，作用する越流を大きくすることにより，その被災状況を検討した．

沖側水位変化量 陸側水位変化量

水位差(WG5，m)(WG11,m)

(m)

OM-0

0.285

-0.597

0.881

OM-1-10.230-0.474

0.705

OM-1-20.286-0.576

0.861

OM-1-30.371-0.7201.091

OM-2-10.317-0.7371.054

OM-2-20.321-0.7001.021

OM-2-30.375-0.736

1.111

ケース OM-2-2，OM-2-3 では，袋詰め材について，縦方向にロープで連結した．つまり，縦列に対しては 12

図-4.1

被覆工の安定性に関する実験断面図（単位 mm）

写真-4.1

被覆材の並べ方（左：予備実験，右：本実験）- 28 -

実験条件

目地部の列付近（2t 型は左から 6 列目，3t 型は右から(2)方塊ブロックを用いたケースa)実験の様子4 列目）では，方塊ブロックが流されていない．これは，初期水位からの変化量と水位差の時系列を図-4.2 に目地部においては強い流れが発生しているため，越流し

示す．水位差としては，120s を過ぎたあたりからほぼ一た水塊が直接作用しなかったためと考えられる．従って，定になった．写真-4.2 に実験中の様子を示す．越流が着

越流水塊が上から被覆ブロックに叩くように作用するこ

水している場所では，乱れの作用が大きいと考えられる．

とで，被覆ブロックが不陸を生じ，水平方向の流体力を方塊ブロックの実験後の様子を写真-4.3 に示す．2t

大きくうけ，最終的に裏返しになるように飛散したので型方塊ブロックは，腹付工天端において 8 個（被災率 10%）はないかと推測される．

が飛散し，3t 型方塊ブロックは，7 個（被災率 12.5%）が飛散した．また，飛散したものの多くは裏返しになっb)イスバッシュ式を用いた算定質量との関係ていた．移動した箇所を図-4.3 に示す．

被覆材の必要質量（M，t）を，腹付工の表層において測定した流速（V6，V7，V8）を用い，イスバッシュ式(4.1)
によって算定した．

図-4.2

M=

沖(WG5)，岸(WG11)水位と水位差の時系列

πρ rU 648 g 3 y 6 (S r − 1) (cosθ − sin θ )
3

3

(4.1)

ここで，ρ r は被覆材の密度（t/m3 ），g は重力加速度（m/s2）
で 9.8，y はイスバッシュ定数で 1.08，S r は被覆材の水に対する比重で 2.6，θは水路床の軸方向の斜面勾配で 0となる．各流速と計算された必要質量を図-4.4 に示す．
なお，流速は 1.0s の移動平均したものである．

写真-4.2

実験中の様子（写真左側が沖側）

写真-4.3

ケース OM-0 の実験後の様子

71
61
51
41
31
21
11
1

72
62
52
42
32
22
12
2

73
63
53
43
33
23
13
3

74
64
54
44
34
24
14
4

75
65
55
45
35
25
15
5

76
66
56
46
36
26
16
6

77
67
57
47
37
27
17
7

78
68
58
48
38
28
18
8

79
69
59
49
39
29
19
9

80
70
60
50
40
30
20
10

1
11
21
31
41
51

2
12
22
32
42
52
61

3
13
23
33
43
53
62

4
14
24
34
44
54
63

5
15
25
35
45
55
64

6
16
26
36
46
56
65

7
17
27
37
47
57
66

8
18
28
38
48
58
67

9
19
29
39
49
59
68

10
20
30
40
50
60
69

図-4.3

図-4.4

49
41
33
25
17
9
1

50
42
34
26
18
10
2

51
43
35
27
19
11
3

52
44
36
28
20
12
4

53
45
37
29
21
13
5

54
46
38
30
22
14
6

55
47
39
31
23
15
7

56
48
40
32
24
16
8

1
9
17
25
33
41

2
10
18
26
34
42

3
11
19
27
35
43

4
12
20
28
36
44

5
13
21
29
37
45

6
14
22
30
38
46

7
15
23
31
39
47

8
16
24
32
40
48

これをみると，V6 および V8 の流速値を用いて算定される質量は，0.01kg および 0.1kg であり，方塊ブロックの質量（2t 型：4.7kg，3t 型：7.1kg）よりもかなり小さいが，V7 の流速値による算定質量は最大で 16kg 程度となり，160s 付近においては，10s 程度大きな流速になっていることがわかる．
被覆ブロックの質量と V6 および V8 の流速値を用いた被覆材が移動した箇所（左：2t 型のブロックの天端面および法面，右：3t 型）

流速（V6～V8）と必要質量（イスバッシュ式）

必要質量との比（以後，必要質量比と呼ぶ．必要質量比- 29 -

=ブロック質量／算定された必要質量）は，1.0 よりも十ケース OM-1-2 では，袋詰め材は，若干打ち込み部近分に大きいことがわかるが，V7 の流速値における必要質

くで，水塊に押されるように変形するものが生じたもの

量比は，最大で 2t 型では 0.28，3t 型では 0.42 となり，の，飛散したものやずれたものはなく，被災はゼロと考飛散してもおかしくない程度の流速が生じていることがえられるものであった．流速の時系列と実験後の被覆材

わかる．水塊が突入している地点では，乱れが大きいたの様子を図-4.6 および写真-4.5 に示す．

め，流速は鉛直方向にも水平方向にも一様ではないと考えられるが，この結果から，V7 の流速値を用いることで，
イスバッシュ式を用いて，飛散するかどうかの目安とすることは可能であると考えられる．
(3)被覆材を用いたケースa)ケース OM-1
ケース OM-1-1 においては，被覆材はまったく被災をうけなかった．V7 の位置の流速計から算定される安全率
も 4 弱であった．流速の時系列と実験後の被覆材の様子を図-4.5 および写真-4.4 に示す．

図-4.6

図-4.5

水位，流速，必要質量の時系列（ケース OM-1-2）

水位，流速，必要質量の時系列（ケース OM-1-1）
写真-4.5

実験後の被覆材の様子（ケース OM-1-2）

ケース OM-1-3 では，越流水塊が打ち込んだと考えられるあたりから，ほぼすべての被覆材が飛散し，その下部の捨石についても洗掘を受けた．流速の時系列と実験後の被覆材の様子を図-4.7 および写真-4.6 に示す．
190s 程度から水位に変化が生じており，流速について
は，V6 から V8 の流速が同程度となった．これは，その地点が大きく掘れ，そのため，天端面が下がったことにより，V6～V8 まで大きな差がなくなったと推測される．
また，120s から 190s までの間は，流速や水位差に大写真-4.4

実験後の被覆材の様子（ケース OM-1-1）

きな変化はなく，V7 においても必要質量が 10kg を超え- 30 -

ていることから，被覆材が 120s あたりかから徐々に飛散し表-4.2

大流速ならびに必要質量比
ケース OM-1 の最大始め，ある程度流された後，腹付工の洗洗掘に至ったと考えられる．従って，被覆材を設置するこことによって，被覆材がある程度流れるまで腹付部の洗掘掘を防止し，洗掘されるまでの時間を稼ぐ効果があると考考えられる．

最大流速(m/s)

ケース

必要質量比

V6

V7

V8

V6

V7

V8

OM-1-1

-0.64

1.88

0.77

2397.68

3.78

825.98OM-1-2

0.74

2.97

1.10

986.11

0.25

95.67

OM-1-3

0.99

3.38

1.55

178.18

0.11

12.01

b)ケース OM-2
ケース OM-2-1 の流速の時
時系列と実験後の被覆材の様子を図-4.8 および写真-4.7 に示す．に袋詰め材のうち小さ
い砕石を詰めたほうが 6 個飛 散するか移動していた．大きい砕石を詰めたほうは，袋 詰め材が押し込まれたように変形してはいるものの，被被災は認められなかった．小
さい砕石の袋詰め材は 18 個天
天端面に並べていたため，被災率は 33%となった．

図-4.7

水位，流速，必要質量の時系列（ケース（OM-1-3）

図-4.8
写真-4.6量の時系列（ケース OM-2-1）
水位，流速，必要質量実験後の被覆材の様子（ケケース OM-1-3）

表-4.2 に各ケースにおける最大流速
速ならびに必要質量比を示す．これをみると，ケース OM
M-1-1 では，どの地点の流速においても，必要質量比が 1.0 を下回っていないが，ケース OM-1-2 およびケース OM-1-3 においては，V7 の流速による必要質量比が 0.255 と 0.11 となっており，それぞれ，4 倍から 10 倍程度の質量量が算定された．
ケース OM-1-2 では，袋詰めの被覆材がが変形している程度であったが，ケース OM-1-3 では，被被覆材が流されており，必要質量比が 1 を下回ると少なく
くとも被覆材が動写真-4.7

く可能性があることがわかる．

- 31 -

実験後の被覆材のの様子（ケース OM-2-1）

ケース OM-2-2，OM-2-3 では，袋詰
詰め材については，
ロープで縦方向に 1 列 12 個の連結を行行っている．

観測窓から腹付工を見た様子 である．窓の上端が腹付工の天端付近であるため，被覆覆材が飛散する様子はわから

ケース OM-2-2 の流速の時系列と実験
験後の被覆材の様ないが，時間にすると，10s 以下であり，現地換算して子を図-4.9 および写真-4.8 に示す．被災
災する途中経過をも，20s から 30s ということ になり，一旦洗掘が始まれ確認するために，最大水位差になる頃ののところで，ポンば急激に水流の到達点まで掘 られていくことがわかる．
最終的には，蛇篭とその隣隣の方塊ブロックの列を残し，プを止め，越流の作用を終了した(図-4.9)．写真-4.8 をみるとわかるように，ほとんど動いておおらず，越流作用

ほかは飛散しその下部まで洗洗掘を受けた．残った方塊ブ

点が強いと思われる場所において，袋詰
詰め材が若干押さ

ロックは，目地部における流 速が強いため，越流水塊がれたように変形した．

直接作用せず流されなかった が，一方で，袋詰め材は流されたため，その下部が洗掘 され，その後，蛇籠の 2 つ
隣の方塊ブロックは流された と考えられる．
蛇篭は両隣の 拘束力が強 か ったためであ る可能性 があり，現地に適用する際には 留意する必要がある．

図-4.9

（
OM-2-2）水位，流速，必要質量の時系列（ケース

図-4.10

写真-4.8量の時系列（ケース OM-2-3）
水位，流速，必要質量実験後の被覆材の様子（ケケース OM-2-2）

験後の被覆材の様
ケース OM-2-2 の流速の時系列と実験子を図-4.10 および写真-4.9 に示す．ケ
ケース OM-2-3 では，170s 付近のところで，流速ならびにに水位が大きく変写真-4.9化する場所があり，ケース OM-1-3 と同同様に，そのあたりで捨石部の洗掘が進んだと推定される
る．写真-4.10 は，- 32 -

実験後の被覆材のの様子（ケース OM-2-3）

ると考えられる．一方で，OM-2-2 では，必要質量比は小さいにもかかわらず，被覆材は流出しておらず，これは，作用時間が短いためではないかと考えられる．従って，十分な作用時間が経過していれば，イスバッシュ式
による判定が可能であると考えられる．
表-4.3

ケース OM-2 最大流速ならびに 必 要質量比
最大流速(m/s)

ケース(a) 計測開始 165s 後（推定：洗掘スタート）

必要質量比

V6

V7

V8

V6

V7

V8

OM-2-1

2.38

3.3

1.54

0.94

0.13

12.57

OM-2-2

2.19

3.38

1.55

1.52

0.11

12.11

OM-2-3

3.40

3.33

1.80

0.11

0.12

5.02

(4)被覆材の効果および必要質量の算定について
a)被覆材の効果
水理模型実験の結果から，腹付工の捨石洗掘は，対策を施さなければ，現地換算で 20s～30s 程度である程度掘られることがわかった．そのため，被覆材を設置することで，洗掘を防ぐだけでなく，洗掘される時間を稼ぐ効
果もあると考えられる．
b)必要質量について
図-4.11 に 2t 型方塊ブロックの被災率と，V6～V8 の(b) 計測開始 170s 後（白い部分は流体）

流速値を用いて算定される必要質量比との関係を示す．
これをみると，V7 で得られた流速値を用いることで，1.0を下回った付近における被災率が数%程度と推測され，良い相関があると考えられる．一方で，V8 を用いた場合
においては明らかに過小評価であるが，V6 では，ケース
2 においては V7 と変わらない相関があるのではないかと思われる．

(c) 計測開始 175s 後（ほぼ最大洗掘深に到達）
写真-4.10

ケース OM-2-3 における洗掘状況

ケース OM-2 の最大水位差，流速ならびに必要質量比（被覆材の質量とイスバッシュ式より算定された必要質量との比）を表-4.3 に示す．OM-2-2 の V6 をのぞき，すべてのケースにおいて V6 ならびに V7 の流速値を用いた
必要質量比が 1.0 を下回っている．OM-2-1 のケースでは

図-4.11

袋詰め材の一部が流されており，V7 を基準とした場合，

V8)の関係必要質量比が 0.13 と非常に小さくなっているためであ- 33 -

方塊ブロックの被災率と必要質量比(V6，V7，

また，ケース OM-1 では，2t 型方塊ブロックおよび 3t付工の天端面に敷設していないケースで，図-4.13 (b)は型方塊ブロックの被災率は 10%と 12.5%であり，この程洗掘防止マットを腹付工の天端面に敷設したケースであ度の被災であれば，下にある捨石も洗掘されていなかっる．図中の一点鎖線（b）は腹付工の天端長さを示す．

た．よって，局所的に速い流速が生じた場合などにおい実験の結果，両方のケースとも，腹付工の天端長さがては，下部の捨石洗掘の影響も考えながら，被覆工の重徐々に小さく（洗掘量が大きく）なっている時間帯があ量を決定するのが良いと考えられる．

るが，洗掘防止工を設置していないケースでは，250 s

図-4.12 は，各種被覆材の被災率と V7 の流速値を用い付近で急激に小さくなった（洗掘された）（ 図-4.13 (a)）．

て算定された必要質量の関係を示したものである．これ観察によると，ケーソンは，この時に一気に倒壊した．

をみると，方塊ブロックよりも各被覆材のほうが安定的

一方，洗掘防止工を設置しているケースにおいては，徐々であり，そのなかでは，とりわけ小さい捨石を用いた袋に腹付工が消失し（図-4.13 (b)），防波堤の倒壊を遅らせ詰め材がもっとも不安定であることがわかる．

ることができた．

ただし，いずれの被覆材も，被災率が急激に大きくなっていることから，イスバッシュ式の流速の感度を考えると，安定性に大きな差はないと言える．
従って，底面付近の流速の最大値を用いて，イスバッ
シュ式から算定することで，必要な質量を推定することが可能であると考えられ，また，被災の程度から考えると，被覆材による大きな差はないということが大局的には言えるが，より詳細な安定性については，各種被覆材(a) 洗掘防止マットを設置していないケース

でさらなる検討が必要である．

(b) 洗掘防止工を設置したケース
図-4.13 ケーソン前後の水位差と腹付工の長さの時系列
4.3
図-4.12

被覆工および洗掘防止工に関するまとめ(1)設計の考え方

各種被覆材の被災率と必要質量比(V7)の関係

被覆工の重量は，腹付工の天端面から斜面部にわたっ
4.2

洗掘防止工

て流速を用いて，イスバッシュ式から算定される所要重(1)実験条件

量から，決定することができる．なお，天端面付近の流3.3 節と同様の断面について，腹付部の捨石と被覆材

速については，現状水理模型実験を行うことが望ましいの間に洗掘防止工としてアスファルトマットを入れたもが， CADMAS-SURF 等の数値波動水槽によることも可のと入れていないものを比較する．

能と考えられるが，今後検証が必要である．

(2)実験結果(2)効果について

洗掘防止工の効果を見るため，ケーソン前面と背面に津波は周期が長いことが多く，その場合，越流も徐々おける水位の洗掘防止工の有無による違いを図-4.13 にに大きくなることになる．越流水深が小さい場合は，ケ示す．併せて，ケーソン前後の水位差と腹付工の水路方

ーソン背後に近い部分に越流水塊が作用するため，その向長さの関係も示す．図-4.13 (a)は洗掘防止マットを腹部分の腹付工が洗掘を受けることになるが，被覆材を施- 34 -

すことで，そういった小さい越流に対すする洗掘を防止することができる．ケーソン背後に近い部部分が洗掘されることは，洗掘モードの破壊につながる可
可能性もあるため，洗掘防止工は，そのような想定よりも小小さい津波で破壊に至ることを防ぐ効果があると考えられれる．
また，腹付工が洗掘を受ける際に，一一気に失われる場合，3 章で検討した通り，ケーソンが大大きく飛散する可能性がある．そのため，洗掘防止工など
どにより洗掘されるスピードを遅くすることで，ケーソン
ンが大きく飛散したりすることを防ぐことができると考ええられる．そのため，その分，破壊に至る時間を稼ぐこととができる．

図-5.1

津波外力と各種安安全率（基礎部洗掘無）5. 津波越流時における混成堤の安全全性の考え方5.1

混成堤の安全性の検討方法(1)基礎部洗掘
無に関わらず，津2 章の結果から，基礎部の洗掘の有無
波越流時における防波堤の安定性は，滑滑動・転倒・支持力破壊の安全率を用いて検討することがが可能である．ただし，2.4 節の結果のとおり，洗掘が生生じる場合には，
特に，転倒・支持力破壊の安全率に影響響するため，洗掘された断面を用いて検討しなければなら
らない．
図-5.2

津波外力と変形
形度（基礎部洗掘無）(2)腹付工腹付工においては，3 章で検討したよ
ように，腹付工を含めて安全率が 1.0 を下回った場合におおいて，滑動・転倒・支持力破壊が生じる．ただし，洗掘掘が生じる場合には，滑動・転倒・支持力破壊の安全率にに影響するため，洗掘された断面を用いる必要がある．
5.2

混成堤の破壊過程における腹付
付工の効果(1)腹付工が無い場合
津波の大きさが大きくなるとともに， 滑動・転倒・支持力破壊の安全率は小さくなり，1.0 を下回った段階で
を

図-5.3

津波外力と各種安安全率（基礎部洗掘有）倒壊する．たとえば，津波の大きさと して d ′ / d 1 を用いて模式的に示すと図-5.1 に示すように なる．このとき，どのモードで破壊したとしても，一気にに変形し，マウン
ドから滑落もしくは転倒する．したがっって，外力と変形度を模式的に示すと図-5.2 のようにな る．
基礎部の洗掘モードで破壊した場合ででは，転倒および
支持力破壊の安全率が洗掘 により小ささくなるため，図-5.3 のようになる．例として，2.3 節のの断面では，支持
力破壊の安全率が小さくなり，倒壊に至至っている．この場合には，図-5.4 に示すように，津波のの外力が大きくなっても徐々に洗掘された穴に滑落していいくため，変形度

図-5.4

は，他の破壊モードよりも緩やかに上昇
昇する．

- 35 -

津波外力と変形
形度（基礎部洗掘有）(2)腹付工を施した場合(3)既存防波堤に対する腹付付工の効果

腹付工は，滑動・支持力破壊に対するる安全性を高める

既存のほとんどの防波堤で は，設計波高でケーソン諸効果は確認されており，腹付工が洗掘さされた場合に，そ元が決定されており，それに 対して，津波に対する対策の効果が失われる．たとえば，腹付工がが失われ，腹付工を施す場合が多い．その対策 にあたって腹付工を施す場

無の安全率程度まで減少した場合には，図-5.5 のように合においては，洗掘が開始す る津波高がケーソンの安定なることが考えられる．

性を検討するにあたり重要と なると言える．

そのときの外力と変形度の関係は，た
たとえば，3.2 節

4.1 節で示したとおり，越 流水塊が被覆工に作用するや 3.3 節の場合のように，基礎部が洗掘掘されていない場

時間によって洗掘の状況は変 化するが，基本的には，被合には，図-5.6 のようになる．一方で，，3.4 節のように覆工が流出した時点で腹付工 の効果を見込めないとする

洗掘モードから破壊すれば，洗掘が生じじてからも変形がと，その時点において，滑動やや支持力破壊の安全率が 1.0

緩やかに進むこととなる．

を超えていなければ図-5.6 のようになり，1.0のが保持されていれば，図-5.7 のようにになり，より粘り強く防護機能が保持されると考えられる ．また，この場合においては，ケーソン下部まで洗掘が 進行するまでの時間，ケー
ソンが破壊されるのを防ぐこ とができる．

6. まとめと今後の課題
6.1

まとめ

本研究では，水理模型実験 を用いて，津波越流時における混成堤の被災メカニズム を検討し，腹付工の効果について検討を行った．以下に 得た結果を示す．
図-5.5

津波外力と安全率の概念図 （腹付工有）・3 つの異なる断面を用いて水水理模型実験を行った結果，基礎部が洗掘した場合（基礎
礎洗掘モード）においては，
洗掘後の断面を用いることで ，基礎部の洗掘の有無にかかわらず，滑動・転倒・支持 力破壊に対する安全率を用
いてケーソンの倒壊を照査す ることができる．
・基礎洗掘モードにおいては ，津波の外力が一定であっても，基礎部が洗掘されるこ とにより，転倒・支持力破壊に対する安全率が減少する ．
・腹付工を施した場合，滑動 ・支持力破壊に対する安全性の向上が見られた．また， 被覆工や洗掘防止工が腹付工の洗掘防止に対して有効で ある．

図-5.6

津波外力と変形度（腹付工有， 基礎部洗掘無）・外力とケーソンの変形との 関係は，基礎洗掘モード以外においては，一旦倒壊が始 まるとケーソンはマウンドに留まらないため，一気に大 きく変形するが，基礎洗掘
モードでは，洗掘された穴に ケーソンが滑落するため，変形度は津波外力に応じて徐 々に進行するようになる．
以上のことから，越流時に おける混成堤の破壊過程を検討する場合，洗掘が開始する
る津波の高さが重要であり，腹付工を施し洗掘の開始する 津波高さを大きくすることが可能となる．そのうえ，ケ ーソン下部まで洗掘が進行するまで倒壊しないようにす ることが可能である場合には，その時間を稼ぐことがで き，より粘り強く防護機能

図-5.7

津波外力と変形度（腹付工有， 基礎部洗掘有）を保持することができると考 えられる．

- 36 -

6.2

富田孝史，廉今後の課題

慶善・鮎貝基和・丹羽竜也(2012)：東北

太平洋沖地震時における防波堤による浸水低減効果

今後の課題としては，・マウンド内の浸透流の基礎部支持力に与える影響

検討，土木学会論文集 B2(海岸工学)，Vol.68，No.2,・洗掘深と越流時間の関係

pp.I_156-I_160.

・面的な洗掘の影響
・摩擦係数などを含めたばらつきの影響
・平面的な防護機能を考慮した防護施設の構造などを明らかにし，より精度の高い設計を行えるようにすることが大事である．
（2012 年 11 月 9 日受付）
謝辞
国土技術政策総合研究所の宮田正史港湾施設研究室長，
国土交通省港湾局の技術企画課技術監理室の皆様，東北地方整備局仙台港湾空港技術調査事務所の皆様にはとりまとめるにあたり，様々な情報・意見をいただきました．
腹付工の洗掘防止に関する実験を行うにあたり，高耐
久性築堤マット工業会，キョーワ（株），前田工繊株式会社，（株）不動テトラ，日本海上工事株式会社にご協力いただきました．
株式会社プライア・コンサルタントならびに，株式会
社エコーの皆様には，実験をサポートしていただき，多くの議論をさせていただきました．
小島一雄監事には現象について議論させていただき，
宮本卓次郎特別研究官には構成ならびに文章表現についてご指導いただきました．
栗山善昭特別研究官，山﨑浩之特別研究官には，技術的な議論をさせていただきました．また，とりまとめる
にあたり，叱咤激励ならびにご指導をいただきました．
企画課寺本健太朗氏には原稿の修正に対して丁寧に対応いただきました．
耐波研究チームの平野誠治主任研究官，窪田幸一郎研究官ならびに宇野勝哉依頼研修員においては，実験を手伝っていただき，また，渡辺裕美さんならびに北爪寛子
さんには様々なサポートをしていただきました．
ここに記し感謝を表します．
参考文献
有川太郎，佐藤昌治，下迫健一郎，富田孝史，辰巳大介，
廉慶善，高橋研也(2012)：釜石湾口防波堤の津波による被災メカニ ズムの検討－水理特性を 中心とし た

第一報－，港湾空港技術研究所資料，No.1251, 52p.
菊池喜昭・新舎

博・河村健輔・江口信也(2011)：裏込めを有するケーソン式混成堤の安定性の検討，土木学
会論文集 C，Vol. 67，No.4，pp.474-487- 37 -

港湾空港技術研究所資料

No.1269

２０１３．３

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

発

行

所

独立行政法人港湾空港技術研究所
横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号
TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

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株 式 会 社 シ ー ケ ン

C （2013）by PARI
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of PARI
この資料は、港湾空港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、複写は港湾空港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。