1. 概要 後部パラペット型防波堤港内側マウンドの対津波安定性に関する水理模型実験 調査課 本実験では 管内のモデル港湾の防波堤を対象として 長水路を用いて津波作用時の 港内側基礎マウンド及び堤体本体の安定性に関する水理模型実験を行い 津波による防波堤の被災メカニズムについて把握するとともに 防波堤上部工形式が防波堤の安定性に与える影響について検証することを目的としたものである 本実験では 管内の港湾のうち 輪島港をモデル港湾として抽出し 実験断面を設定した 2. 津波伝播算 2-1. 算方法津波伝播算には 海水流動の3 次元性を考慮した高潮 津波シミュレータ STOC (Storm surge and Tsunami simulator in Oceans and Coastal areas) を用いた 2-2. 想定地震本算に用いる想定地震として 日本海東縁部及び能登半島北方沖の2つを設定した 2-3. 算結果相対的に津波水位が大きくなった日本海東縁部を対象とした津波伝播算結果を図 -1に示す 能登半島北方沖を対象とした算結果では 第四防波堤上の越流は発生せず 断層が輪島港に極めて近いため 第 1 波到達時間が 2 分程度と極めて速いことが特徴的であった また 日本海東縁部による算結果では 第四防波堤上で津波越流が発生し 最大津波水位は 9.1m となった ただし ソリトン分裂の発生に起因すると考えられる津波波形の分裂が見られ 防波堤上の津波越流継続時間は 8s~14s と短かった 図 -1 最大津波水位の平面分布 ( 日本海東縁部 ) 9
2-4. 津波外力条件の設定津波伝播算結果をもとに設定した津波外力の条件を表 -1に示す 算結果より 最大津波水位は +9.1mとなったが 実験対象工区以外で発生したため 本実験ではこの条件を包括するように津波外力条件を設定した また 津波越流継続時間は実際には短いが 津波越流に関する実験結果等を参考に15 分を設定し 初期段階の被災に着目した実験を行うものとした なお 津波の高さは以下のとおり定義した 津波水位 : 基準面 D.L.±.mからの津波の高さ津波高 : 津波水位から潮位を差し引いた高さ 津波種類 津波波 ( 孤 波 段波 ) 津波越流 津波 津波 位 5.5m D.L+6.m 6.5m D.L+7.m 7.5m D.L+8.m 8.5m D.L+9.m 9.5m D.L+1.m 1.5m D.L+11.m 5.5m D.L+6.m 7.5m D.L+8.m 9.5m D.L+1.m 7.5m 9.5m 表 -1 津波外力条件の設定 港外側津波条件 D.L+8.m D.L+1.m 港内側 位 D.L.+.5m (H.W.L.) D.L.±.m D.L.+.5m (H.W.L.) 継続時間 15 分間 ( 初期段階の被災に着 ) *) 港内側基礎マウンド被覆材の安定実験で津波 9.5m を作 させた所 マウンドの 規模な被災に ったため 津波 7.5m に変更して以降の実験を った 1 波 3. 実験条件 3-1. 津波種類の定義本実験では 造波装置を使用して津波を作用させる実験と ポンプを駆動して流動場を形成して定常流を作用させる実験とに大別される これら実験を区別するために 前者を 津波波高 後者を 津波越流 と表記した 津波波高を作用させる実験では 孤立波 と孤立波の周期を調整して出来るだけ段波形状に近い波を発生することを目的とした 段波 の2 種類の波を対象とした 3-2. 実験施設実験施設は 長さ 59.m, 幅 1.25m の二次元造波水路を使用して行った 1
3-3. 実験縮尺 模型縮尺は 1/5 とし 関係する諸量はフルード相似則 ( 歪みなし ) にしたがった 3-4. 上部工形式本実験では 1 後部パラペット型 2 矩形型 3 前部パラペット型の3 種類の上部工形式を対象とした実験を行うことで 上部工形式の違いによる耐津波安定性を評価した 3-5. 実験断面本実験では 輪島港第四防波堤の C-2 工区を対象として実験断面を設定した 後部パラペット型防波堤の実験断面を図 -2に示す 図 -2 実験断面 ( 後部パラペット型防波堤, 港内側被覆石 1t の場合 ) 3-6. 海底勾配津波越流実験では 海底勾配を水平床とした 津波波高実験では 水平床及び現地海底勾配の 1/1 として津波波高検定を行い より大きな津波高を再現可能な条件を採用することとした 3-7. 潮位条件潮位条件は H.W.L.(+.5m) とした 3-8. 実験ケース実験項目毎の実験ケースを以下に示す 1 津波越流時の水理特性実験 :1ケース( 津波越流を作用 ) 2 港内側基礎マウンド被覆材の安定実験 :2ケース( 津波越流を作用 ) 3 堤体本体の安定実験 :36ケース( 津波波高を作用 ) 4 堤体本体の波圧実験 :4ケース( 津波波高及び津波越流を作用 ) 11
4. 実験方法 4-1. 津波越流の発生方法津波発生装置の概要を図 -3に示す 本実験では 水中ポンプと越流堰を設置し 津波が防波堤上を越流する状態を再現した 防波堤前面の津波水位は 越流堰の高さを変更することで調整を図ることとし 潜り堰を設置することで整流状態を 空気孔を設置することで越流水脈の形成を図った 平面図断面水路 ( 幅 1.2m) の正水路側で実験実施 ポンプ吸込口 ポンプ吐出口 空気孔 造波板 副水路正水路 断面図 消波材 越流堰 ( 可動式 ) 潜り堰防波堤 空気孔 ポンプ 越流堰 ( 可動式 ) 図 -3 津波越流の発生装置の概念図 潜り堰 防波堤 4-2. 津波波高の発生方法津波波高は 長水路に備え付けられた造波装置 ( 造波板 ) を用いて孤立波及び段波を作用させることで再現した 4-3. 堤体模型堤体本体の安定実験では 摩擦係数を現地と相似にするためにモルタル模型を製作した また 波圧実験では小型波圧を強固かつ容易に取り付けるように アクリル模型を製作した また 消波ブロック 被覆ブロックならびに根固方塊はモルタル模型を用い 質量誤差の小さな模型を使用した 12
4-4. 摩擦係数の測定本実験に先立って 堤体模型と基礎マウンドとの静的摩擦係数の測定を行った 静的摩擦係数の測定では チェーンブロックを用いて一定速度で堤体を徐々に引くことで水平荷重を作用させ 荷重と堤体変位量との関係から摩擦係数を求めた 4-5. 津波越流の検定津波越流の検定は防波堤断面を設置した状態で 津波水位が最大の瞬間の港外と港内の水位 ならびに越流継続時間を目標値に一致させた 検定では 容量式波高及び電磁流速を堤体前面から堤体背後に設置し 越流堰の高さ 初期水位 水中ポンプ電源の入 切のタイミングを調整することで検定を行った 4-6. 津波波高の検定津波波高 ( 孤立波及び段波 ) の検定は無堤状態で行っており 造波機前面 堤体法線ならびに堤体の沖側と岸側の合 4 測点において津波高及び流速を測定し 所定の津波波高を得るための造波機の稼働条件を求めた 4-7. 津波越流時の水理特性実験津波越流時の水理特性実験では 波高及び電磁流速を用いて津波水位及び流速について測定し 防波堤港内側における面的な流速場及び水位変化を把握した また 津波越流に伴う越流水の突入位置や突入角度 渦の形成状況といった津波越流形態を観察するとともに ビデオ及び写真撮影を行った 図 -4 津波越流状況の観察対象事象 13
４ ８ 港内側基礎マウンド被覆材の安定実験 津波越流作用時の港内側基礎マウンドに被覆する被覆石及び被覆ブロックの挙動状 況について観察を行い 被覆材の移動や動揺の状況について把握した 被覆材の挙動観 察は 実験前の初期状況 津波越流作用中及び実験後において目視で観察することを基 本とし 同時に写真及びビデオ撮影を行った 被覆石については 砂面を用いて津波 越流作用前と作用後の断面測定を行うことにより 断面変形量について把握した 図 ５ 砂面 堤体法 断面測定 ５測線 ケース 港内側基礎マウンド被覆石の断面変形量の測定要領 ４ ９ 堤体本体の安定実験 津波波高を作用させて 巻込型変位及び接触型変位を用いて堤体の滑動量を測定 し 堤体本体の安定性について検討した 実験中は 堤体の挙動状況について目視で観 察するとともに 写真及びビデオ撮影を行った 堤体質量は設質量とし 鉛等を用い て質量調整を行った 2.ｃｍ 変位 測点 1.5ｃｍ 変 位 5.5ｃｍ ２ 12.ｃｍ 変 位 １ 巻込型変位 2.ｃｍ 変 位 ３ 1.5ｃｍ 12.ｃｍ 電動変位 ２台 図 ６ 堤体本体の変位量の測定要領 14 滑車
５ 港内側基礎マウンド被覆材の安定実験結果 本実験では 防波堤の上部工形状を３種類変えて 津波越流作用時の港内側基礎マウ ンドに被覆する被覆石及び被覆ブロックの挙動状況について観察を行い 被覆材の移動 や動揺についての状況について把握した この結果を踏まえて 上部工形状と津波越波 水の突入角度及び渦の形成状況の関係を把握し 港内被覆材の安定に与える影響につい て検討した なお 被覆石及び被覆ブロックの被害判定 被害率は 表 ２とした 表 ２ 港内側被覆石及び被覆ブロックの被害判定基準 港内側被覆ブロック(4t型) 港内側被覆石(1t/個) 評価基準値(cm) 被覆石の採用事由 被害率 Ｄ ５０ 港内側被覆石の均し許容範囲が±5cm ７５ 港内側1t/個被覆石の高さ1.5m(2層厚)の1層分に該当 被害判定 Ａ 被覆石の評価内容 安定 被覆工全域に亘り 評価基準値以内 やや不安定 一部に評価基準以上被害を受ける場所 もあるが 全体の平均では評価基準値以内 不安定 評価基準値以上に被害を受ける 一部に下部の マウンド石が露出している 極めて不安定 堤体本体の安定を脅かす程 被覆石や マウンド石が流出し 大規模な変形となる Ｂ Ｃ Ｄ D n 1 N D 被害率 % 被害判定 Ａ 被 覆 ブロック の 評 価 内 容 安定 被覆工全域に亘り 被害率(Ｄ)1 以内 やや不安定 法尻部のみ被害を受け 法肩部 斜面部は 安定を示す 極めて不安定 被覆工全域に亘り被害を受け 下部の マウンド石が流出し 堤体本体の安定を脅かす程になる Ｂ Ｃ n 検査領域内で移動した被覆ブロックの個数(個) N 検査領域内の被覆ブロックの総数(個)である ５ １ 港内側マウンド被覆石の安定性の検討 防波堤の上部工形状３種類(後部パラペット型 矩形型 前部パラペット型)に対して 津波越流 津波水位 D.L.+8.m 港内水位 D.L.±.m を作用させた場合の港内被覆石 (1t/個)の被害状況を図 ７に示す 後部パラペット型と矩形型の被覆石の変形分布は近似し 津波水位 D.L.+8.m の被害 判定は 不安定 津波水位 D.L.+1.m では 極めて不安定 となる 前部パラペット 型は津波水位 D.L.+8.m では やや不安定 D.L.+1.m では 不安定 の被害判定と なる 津波水位 Ｄ Ｌ ８ ０ｍ 津波高 ７ ５ｍ 堤体越流１５分後 後部パラペット型上部工 矩形型上部工 前部パラペット型上部工 図 ７ 上部工形状別 津波越流時の港内側被覆石の被害状況 15
５ ２ 港内側基礎マウンド被覆材の違いによる安定性の検討 防波堤の上部工形状 3 種類(後部パラペット型 矩形型 前部パラペット型)に対して 津波越流 津波水位 D.L.+8.m 港内水位 D.L.±.m を作用させた場合の港内被覆ブ ロック(4t 型)の被害状況及び被害率を 図 ８に示す 津波水位 Ｄ Ｌ ８ ０ｍ 津波高 ７ ５ｍ 堤体越流１５分後 後部パラペット型上部工 矩形型上部工 前部パラペット型上部工 法肩部 斜面部 法尻部 法肩部 斜面部 法尻部 法肩部 斜面部 法尻部 動揺個数 5 5 動揺個数 動揺個数 移動個数 4 4 移動個数 2 2 移動個数 被害率.%.% 22.2% 6.3% 被害率.%.% 11.1% 3.2% 被害率.%.%.%.% 図 ８上部工形状別 津波越流時の港内側被覆ブロックの被害状況 津波水位 D.L.+8.m では 後部パラペット型の被害率(D)は 6.3 矩形型は D=3.2 と やや不安定 に対し 前部パラペット型は D=. と 安定 になる 津波水位 D.L.+1.m では 後部パラペット型と矩形型は D=86 87 と 極めて不 安定 となる 前部パラペット型は D=64 と 極めて不安定 ではあるが 被覆石の結 果と同様に 後部パラペット型や矩形型と比べ 前部パラペット型の被覆ブロック(4t 型) の被害は少ない 16
６ 堤体本体の安定実験結果 実験では津波波高 孤立波及び段波 を作用させて堤体本体の安定性について検討し た 堤体質量は設質量とし 変位を用いて堤体変位量を測定した 安定実験で作用させる津波波高は 孤立波及び段波共に波作用数 1 波とし 津波水位 を D.L.+6.m +11.m の範囲において 1.m ピッチで 6 段階の津波波高を継続作用させ た ６ １ 摩擦係数の測定結果 堤体模型と基礎マウンドの静的摩擦係数の測定を 図 ９に示す測定装置で行った チェーンブロック 表 ３ 静止摩擦係数測定結果 ケーソン 空中質量 モルタル製模型 1回目 2回目 3回目 平均 水平引張荷重:F(N) 197 198 197 197.33 静止摩擦係数 μ.63.63.63.63 Wa=313.614N 滑車 ロードセル 摩擦係数の測定結果 μ=f / Wa 変位２台 3ｃｍ 4ｃｍ 8ｃｍ 15ｃｍ 図 ９ 摩擦係数の測定装置 水平引張荷重 F(N)と堤体変位の測定結果の 1回目 関係を図 １０に 摩擦係数の測定結果一覧 摩擦係数測定試験 25 197N 2 水平荷重 F(N) を表 ３に示す 3 回測定した平均値は μconst=.63 となり コンクリート面と捨石 における標準的な摩擦係数が得られているこ μ=.6 15 1 5 とが確認された 従って 本実験では堤体の 1 2 3 4 5 平均変位量(cm) μ=.63 安定性を検討する場合の摩擦係数は μ=.6 図 １０ 静止摩擦係数の測定 を用いた ６ ２ 上部工形状の違いによる堤体変位量の比較 各上部工形状(後部パラペット型 矩形型 前部パラペット型)の堤体質量を設質量 に(表 ４参照)して 作用津波高を種々に変化させた時の滑動変位量を求めた 表 ４ 上部工形状別の堤体質量(kN/函) 質 量 (kn/函) 後部パラペット型上部工 現地量(kN/函) 模型量(kN/函) 矩形上部工 現地量(kN/函) 模型量(kN/函) 前部パラペット型上部工 現地量(kN/函) 模型量(kN/函) ケーソン質量 2986.59.239 2986.59.239 2986.59.239 上部工質量 9337.8.75 1494.63.12 9635.62.77 総質量 39198.39.314 4481.22.358 39496.21.316 上部工形状の 3 タイプ(後部パラペット型 矩形型 前部パラペット型)の堤体変位量 及びロッキング値を比較した結果を 図 １１ １２に示す 後部パラペット型 矩 形 型 前部パラペット型 図 ９ 上部工形状イメージ 17
後部パラペット型は 孤立波及び段 波において最も大きい津波高 1.5m の変位量は.4m である 後部パラ.4 ペット型ではロッキングの揺れ幅の方が堤体の変位量より大きい傾向に.3 ある.2 矩形型では 孤立波で最も大きい津.1 波高 1.5m の変位量は.4m に対し. 段波では津波高 1.5m の変位量は -.1.12m と大きくなる 5. 5.5 6. 6.5 7. 7.5 8. 8.5 9. 9.5 1. 1.5 11. 津波高 ( 孤立波, 段波 ) (m) 前部パラペット型の孤立波では 津図 -11 上部工形状の違いによる堤体変波高 8.5m で.1m 変位し 9.5m で位量の比較 ; 津波波高 ( 孤立波, 段波 ).23mm 1.5m では.42m と急激な.6 後部パラ部型ロッキング値 ; 孤立波矩形型ロッキング値 ; 孤立波堤体の変位が見られる 段波では 津.5 前部パラ部型ロッキング値 ; 孤立波後部パラ部型ロッキング値 ; 段波波高 8.5m で.21m 9.5m で.37mm 矩形型ロッキング値 ; 段波前部パラ部型ロッキング値 ; 段波.4 1.5m では.51m と 孤立波と同様.3 に急激な堤体の変位が見られる 後部パラペット型の設堤体質量は.2 39,198.4kN/ 函, 矩形型では 44,81.2.1 kn/ 函, 前部パラペット型は 39,496.2. kn/ 函であり この3タイプでは前部 -.1 パラペット型が最も堤体変位量及び津波高 ( 孤立波, 段波 ) (m) ロッキング値が大きい 次に堤体質量図 -12 上部工形状の違いによる堤体ロが3タイプ中 最も重い矩形型の変位ッキング値の比較 ; 津波波高 ( 孤立波, 段波 ) 量が大きくなる 最も堤体質量の軽い後部パラペット型の堤体変位量が3タイプでは最も小さい結果となる 後部パラペット型防波堤は津波波高に対して滑動量の小さい構造と言える 堤体変位量 (m) 堤体ロッキング値 (m).6.5 後部パラ部型変位量 ( 累値 ); 孤立波矩形型変位量 ( 累値 ); 孤立波前部パラ部型変位量 ( 累値 ); 孤立波後部パラ部型変位量 ( 累値 ); 段波矩形型変位量 ( 累値 ); 段波前部パラ部型変位量 ( 累値 ); 段波 5. 5.5 6. 6.5 7. 7.5 8. 8.5 9. 9.5 1. 1.5 11. 7. まとめ 津波越流時には上部工 3 形状ともに被覆材上面において非常に速い斜降流が発生する 津波越流の作用に対して 前部パラペット型は堤体から離れた箇所に着水するため 上部工 3 形状の中で港内側被覆材の安定性が最も高い 津波波高の作用に対して 上部工 3 形状の中で後部パラペット型が最も滑動量の小さい構造形式である 今後, 更なる実験により 後部パラペット型は港内側被覆ブロックの形状 ( 重量 ) 等を変えることにより 津波越流に耐えることの出来る構造を導き出すことが必要と考える 18