施設 / 材料
特性評価技術3-1

処分環境を考慮したベントナイト特性評価技術… … 463-2セメント系材料の長期耐久性試験・評価技術… …… 51

3-2-1

余裕深度処分におけるセメント系材料の長期耐久性評価に向けた純水および計画
サイト地下水模擬溶液を用いた溶脱挙動
の把握

3-2-2

高温負荷による普通・低熱ポルトランド
セメント硬化体の細孔構造変化とイオン拡散性に及ぼす影響

3-3

ベントナイト長期挙動試験・評価技術… …………… 54

3-4

処分場の品質管理技術… ……………………………… 56

3-5

新しい人工バリア材料開発… ………………………… 58

3-5-1

高耐久性高結晶型コンクリートの溶脱耐久性
評価

3-5-2
3-6

アルカリ環境下でのサポナイトの溶解速度

地下空洞の長期安定性評価技術… …………………… 61

3-6-1

ボーリングコアによる岩盤評価技術

3-6-2

ニアフィールド岩盤の計測 ･ 評価技術

3-6-3

熱 - 水 - 応力 3 連成解析技術

第３章

第３章

3-1 処分環境を考慮したベントナイト
特性評価技術かに排出しないことが予想されている。そのため、ガス圧上昇による周辺施設や岩盤への影響の評価などを行なう必要がある。このためには、ガス移行現象のメカニズ

⑴

背

景

ムの解明とそれを踏まえたモデル化、ならびにシミュ

ベントナイトは、透水係数が小さいことなどの理由にレーション評価技術の開発が必要である。

より、高レベル放射性廃棄物の地層処分施設における緩衝材や埋戻し土、および低レベル放射性廃棄物処分施設

⑵

目

的

第３章

における低透水層や埋戻し土などとして用いられること

各種ベントナイトの透水係数、ならびに膨潤圧に及ぼが検討されている。また、低透水性の確保のために適度す海水の影響メカニズムを解明するとともに、そのモデな膨潤性を有することも必要である。

ル化を行う。また、実験的に把握した飽和した高密度ベ

ベントナイトの透水係数は、高レベル放射性廃棄物処ントナイト中のガス移行特性とガス移行メカニズムを解

分では、地下水に含まれる可能性がある海水を起源とす

明し、ガス移行モデルを作成するとともに数値解析コー

る塩分により、透水係数が増大すること、ならびに膨潤ドを開発し、その適用性を検証する。

性が低下することが懸念されている（図 3-1-1）。そこで、海水の影響によるベントナイトの透水係数の増大、なら

⑶

主な成果

びに膨潤性の減少を実験的に検討するとともに、施工管⒜

海水の濃度が透水係数と膨潤圧に及ぼす影響の把握

理や事前の予測を行う数値シミュレーションのために、

およびそのモデル化 1, 2）

その影響をモデル化する必要がある。さらに、海水によ各種ベントナイトの透水性、ならびに膨潤性に及ぼする膨潤圧の低下は、高レベル放射性廃棄物処分における人工海水濃度の影響を実験的に把握した。さらに、ベン

オーバーパックの沈下を増大させる可能性があるため、トナイトの透水係数ならびに膨潤圧に支配的な影響を及

その影響を定量的に評価する必要もある。

ぼす鉱物であるモンモリロナイト結晶（以下、結晶と略

一方、高密度ベントナイトは、緻密であるため透気性称）の集合状態を、人工海水中の塩分による結晶の凝集が低く、地下深部の還元性環境下における金属廃棄物のによる１スタック（モンモリロナイト結晶の集合体の単腐食などにより発生する可能性がある水素ガスを、速や位）あたりの結晶の数の増加として表わしたモデルを開発した（図 3-1-2）。このモデルに対して、モンモリロ
ナイト結晶間に作用する引力・斥力、ならびにそれらに及ぼすベントナイトの密度、人工海水の濃度の影響を考

埋め戻し材

処分坑道

廃
廃
棄
棄
体
体

岩盤
海水の浸入

地表面

陸水

図 3-1-146海水

海水などの塩類による影響を検討する背景（高レベル放射性廃棄物処分の場合）

スタック
スタック
スタック
︵結晶数ｍ ︶ ︵結晶数ｍ ︶ ︵結晶数ｍ ︶緩衝材

図 3-1-2

モンモリロナイト結晶

スタック間距離2D (可変)

膨潤圧が
発揮される
透水が
生じる

スタック間距離2D (可変)膨潤圧が発揮される
結晶間距離2d(=0.92nm , 一定)

新しく提案したモンモリロナイトの
構造モデル

-9

10

人工海水濃度(%)
0
50
100

10

-11

10

-12

10

-13

10

-14

実測値
計算値

Na型ベントナイト
0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

-9

10

-10

10

-11

10

-12

10

-13

10

-14

人工海水濃度(%)
0
50
100
実測値
計算値

Ca型ベントナイト

0.8

3

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m )

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0
3

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m )提案したモデルにより、各種濃度の人工海水環境下における透水係数を評価することが可能である。

図 3-1-3

透水係数の実測結果と計算結果の比較の例

6
4

6
4

2

6
4
2

Na型ベントナイト

0.1

人工海水濃度(%)
0
10
100

6
4

実測値

2

0.01

1.4

1.6

1
6
4
2

Ca型ベントナイト

6
4

実測値

0.1

人工海水濃度(%)
0
10
100

2

計算値

1.2

膨潤圧 (MPa)

膨潤圧 (MPa)

2

1

1.8

2.0

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m3)

0.01
0.8

計算値

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

ベントナイト乾燥密度 (Mg/m3)

提案したモデルにより、各種濃度の人工海水環境下における膨潤圧を評価することが可能である。

図 3-1-4

膨潤圧の実測結果と計算結果の比較の例

慮してベントナイトの透水係数と膨潤圧を計算し、各種するため、原理的には、例えば実物の 1/100 のスケール

ベントナイトの種々の人工海水濃度に対する透水係数と、で実験を行った場合には、実物で 1,000 年かかる廃棄体膨潤圧の実測結果とを比較した。その結果、透水係数との沈下挙動を、約１カ月に短縮して再現することができ膨潤圧の実測結果の再現性は、人工海水の濃度やベントる。得られた知見を以下に示す。

ナイトの種類によって異なるが、全ての場合において良蒸留水環境下における緩衝材のベントナイト乾燥密度好に整合していることが分かった（図 3-1-3、図 3-1-4）。

と廃棄体の沈下量の関係を調べるため、廃棄体の密度
6.48Mg/m3 に対し、膨潤後のベントナイト乾燥密度が⒝

高レベル放射性廃棄物処分におけるオーバーパック

1.15Mg/m3、1.35Mg/m3、1.55Mg/m3 の条件で、廃棄体の沈下量ならびに沈下量に及ぼす人工海水濃度の影の沈下実験を行った。その結果、ベントナイト乾燥密度

響の評価 3, 4）

が大きくなるに従い、廃棄体の沈下量が指数関数的に減遠心載荷模型実験装置（図 3-1-5）を用いて、廃棄体少することを確認した（図 3-1-7）。

（図 3-1-6）の沈下実験を行った。本装置による実験結さらに、希釈した人工海水条件下において、３種類の果に対しては、空間と時間に関する明快な相似則が存在

ベントナイト乾燥密度における実験を行った。その結果、

電中研レビュー No.55 ● 47

第３章

10

-10

透水係数 (m/s)

透水係数 (m/s)

10

第３章
図 3-1-5

締固めたベンナイト上の廃棄体の長期沈下量を測定するための遠心載荷装置

埋戻し材（砂・ベント
ナイト混合
材料など）

60

周辺岩盤
最終的な沈下量（mm）

処分坑道
ベントナイト
緩衝材
処分孔
高レベル放射性廃棄物を収納した容器（廃棄体）

10%人工海水での実験結果
蒸留水での計算結果

40
30
20
10
0

廃棄体周辺には、止水性や核種収着性などの性能を要求される緩衝材としてベントナイトが設置される。

図 3-1-6

蒸留水での実験結果

50

高レベル放射性廃棄物処分施設の概念図（例）

1

1.2
1.4
1.6
ベントナイトの乾燥密度（Mg/m3）

1.8

乾燥密度の増加に伴い最終的な沈下量は指数関数的に減少する。
また、計算結果と実験結果はよく一致している

図 3-1-7

試験結果と計算結果の一例

希釈した人工海水環境下における廃棄体の沈下量は、蒸留水環境下における沈下量とおおむね同等（図 3-1-7）
であった。

⒞

ベントナイトのガス移行メカニズム解明とモデル
化・数値シミュレーション手法の開発 5-7）

当研究所の提案する蒸留水、ならびに塩分環境下のベ飽和した高密度ベントナイトを対象として、ガス移行

ントナイトの膨潤モデル式と応力・変形の釣り合い条件試験を行った。それによると、供試体に加えるガス圧をから、蒸留水環境下における廃棄体の沈下量を簡易に予漸増させた場合、ガス圧がベントナイト供試体の実験開測する手法を提案した。本手法を用いた沈下量の計算結始前の土圧と同程度に達した段階で、最初の破過（排果は実験結果と良好な一致を示しており、提案手法の妥

水・排気側に気泡が出現した時をもって定義する）が生

当性が確認された（図 3-1-7）。

じた。さらにガス圧を増加させると、供試体が収縮する
ため供試体端部と容器の間に空隙が生じ、大破過（排気48ガス圧≦初期全土圧(=膨潤圧+背圧)
排水仕切り用リング

背圧(水圧)

背圧(水圧)

初期全土圧(=膨潤圧+背圧) ＜ガス圧

背圧(水圧)

背圧(水圧)

背圧(水圧)

多孔質板

気みちの進展2相流的なガスの侵入
2相流的なガスの侵入

2相流的なガスの侵入
2相流的なガスの侵入
多孔質板

ガス圧

ガス圧

比排水量(％)又は排水量(cm3)

実験ケースNo.3 ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m
供試体寸法：H20mm,φ60mm

103

リング内外合計排水量8

比排水量εv,int (%),
εv,out (%)εv,int-εv,out (%)

6

大破過(リング外)

4
2
0
-2

破過(リング内)

020

破過(リング外)

40

60

80

100

120

2.5
2.0

破過(リング外)破過(リング内)

1.0
0.5
0.0

0

20

40

60

80

100

120

経過日数

実験結果より推定された飽和した高密度ベントナイトの透気メカニズム

金属容器
飽和したベントナ
イト供試体
多孔質板

止水用ゴム
ガス圧の加圧

大破過後の透水係数 (m/s)

10

多孔質板

-11
8
6
4
2

10

-12

ガス加圧実験に使用した装置

供試体寸法
試験後の
高さ(m) 直径(m) 飽和度(%)

3

ρdb(Mg/m )
1.202

0.02

0.06

1.392

0.02

0.06

98.8

1.607

0.02

0.06

100.3

98.0

1.391

0.02

0.20

100.8

8
6
4

(縦軸の値)＝(横軸の値)

2

10

-13

ρdb：ベントナイト乾燥密度

86
5 6 7 89

図 3-1-9「ガス圧＞初期全土
圧」であれば，全土圧」であれば、全土
圧はガス圧と一致⇒供試体端面と多初期全土圧 孔質板の間に隙間が生じる

大破過(リング外)

1.5

水またはガスの流出

土圧計

ガス圧
全土圧

実験ケースNo.3
3
ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m
供試体寸法：H20mm,φ60mm

経過日数

図 3-1-8

ガス圧(e) 段階4供試体は収縮し、亀裂が発生・進展し、大破過
に至る

段階4

段階３

12

実測圧力(大気圧を0) (MPa)

段
階
２

段階１

ガス圧
ガス圧
(c) リング内破過（流出側多孔(b) 段階２（2 相流的なガスの侵(d) 段階３(リング外に関して
質板内で気みちが連結して、は2相流的なガスの侵入が入と気みち進展が並存）
囲まれた部分の間隙水の排継続し、その後に破過）出が停止する）第３章(a) 段階１(2相流的なガスの侵入のみが生じている)

10

2

-13

3

4

5 6 7 89

10

-12

2

3

4

5 6 7 8910-11

ガス移行実験前の透水係数 (m/s)

図 3-1-10

大破過に伴う透水係数の変化

量が急激に増大した時をもって定義する）が生じた。こ
れらの実験事実に基づき、ガス浸入開始から大破過に至（図 3-1-10）。

るメカニズムを推定した（図 3-1-8、図 3-1-9）。また、

次に、ベントナイトの変形を考慮したガス相ならびに大破過後に測定したガス流量は、破過後から大破過に達水相の連続式を定式化するとともに、新たにベントナイ

10するまでの流量の 10 ～ 10 倍程度であり、大破過が施

トの不飽和応力ひずみ関係式を提案し、これらに不飽和設内に蓄積したガス圧の低下に有効に作用する可能性が有効応力の定義式、応力の釣合式などを加えて現象を支あることが判明した。一方、大破過後の供試体の透水係

配する方程式を誘導し、それに基づいて力学連成気液二数は、試験前と同程度であった。このことにより、大破

相流モデルに基づくガス移行解析コードを開発した。さ過によるベントナイトのバリア性能の低下は、無視しうらに、そのコードを用いて当研究所が実施したガス移行

るかまたはかなり小さいと考えてよいことが分かった

実験の数値シミュレーション計算を行った結果、本ガス

8

電中研レビュー No.55 ● 49

移行解析手法を用いれば、精度よく実測ガス移行挙動評

流量の急増に至る全過程のガス移行試験結果を再現でき価ができることが明らかとなった（図 3-1-11）。

ることが分かった（図 3-1-12）。

従来型の気液二相流モデルは、ベントナイト変形の影
響を厳密に考慮することはできないが、実務に用いられ

⑷

今後の展開

る機会が多い。そこで、既存の気液二相流解析コードの塩水の影響、高温履歴の影響、コンクリート溶脱水の適用性を検討した。その結果、ガス圧による亀裂発生の影響などの化学的な影響をモデル化するとともに、力学条件式を改良し、気液二相流モデルにおける亀裂発生・的な影響と連成することにより、処分環境下におけるベ伝播の条件式として適用するなどの改良を加えることにントナイトの挙動評価手法の総合化を図る。

2.0

ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m

実測ガス圧増分 (MPa)軸方向全土圧(大気圧を0)(MPa)2.53

実測 力学連成解析結果
1.5
1.0
0.5

3
2.5
2
1.5

大破過圧：2.51MPa（89日）

1

破過圧：1.42MPa（12日）

0.5
0
0

20

40

60

80

100

120

経過時間 （日）
0.0
0

20

40

60

80

（ａ）加圧ガス圧

100

経過日数
3

（ａ）軸方向全土圧

2.5

ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m3

排水量(cm )8

実測

6

累積排水量 (mL)103

力学連成解析結果

42
1.5

実験結果（ケースNo.5）

1

解析結果(GETFLOWS)
0.5

2

0

0

0

0

20

40

60

80

100

20

120

10

-17

10

-19

10

-21

10

-23

10

-25

ベントナイト乾燥密度：1.407 Mg/m
実測値

力学連成解析結果

1E-07

実験結果(ケースNo.5)

1E-08

解析結果(GETFLOWS)

120

100

120

1E-09
1E-10
1E-11
1E-12
1E-13
1E-14

0

20

40

60

80

100

120

0

実測結果と計算結果の比較

40

60

80

（ｃ）排気量（ｃ）ガス有効浸透率
図 3-1-1120

経過時間（日）

経過日数

50

100

1E-06

3

透気流量 (Nm3/s)

2

-15

80

1E-05

-13

10

60

（ｂ）排水量（ｂ）排水量10

40

経過時間 （日）経過日数

ガス有効浸透率 (m )第３章より、気液二相流解析コードでガスの侵入開始からガス

図 3-1-12

ガス圧による亀裂発生・伝播の条件式を導入した来型 2 相流解析結果と実測結果の比較

3-2 セメント系材料の長期耐久性試験・評価技術
3-2-1

PC：ポルトランドセメント
下線有：モルタル供試体（W/C=50%）
下線無：セメントペースト供試体（W/C=35%）

普通PC+石灰石微粉末5%

低熱PC

余裕深度処分におけるセメント系材料の

普通PC+高炉スラグ微粉末50%

長期耐久性評価に向けた純水および計画

低熱PC+高炉スラグ微粉末50%

サイト地下水模擬溶液を用いた溶脱挙動

低熱PC+フライアッシュ30%の把握 1)
背低熱PC+フライアッシュ30%

景

現在、低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分について、

1年

浸漬開始

2年

3年

施設設計や安全評価の検討が進められている。地下深度
図 3-2-1

約 50 ～ 100m への建設が予定されている同処分施設では、セメント系材料が使用される計画であり、放射性核種の漏えいに対する安全性を評価する上で、セメント系

表 3-2-1

材料の長期性能評価が重要な課題となっている。従来、セメント系材料の劣化現象として、地下水接触による溶脱注 1）が取り上げられており、実環境に即したより現実

目

的計画サイト地水模擬溶液の組成

測定濃度平均値（mg/dm3）

Na +

K+

測定pH
SO 42- HCO 3- 平均値

Ca 2+ Mg 2+

Cl -

4.2

14.7 12.5

14.4 1.4

的な溶脱の評価が求められている。
⑵

長期純水浸漬試験におけるカルシウム
溶出量の推移

4.1

31.8

7.6

注）30mg/cm3 程度の炭酸水素イオンを含む。

⒝

計画サイト地下水模擬溶液への浸漬試験における溶脱挙動の把握余裕深度処分施設に用いられるコンクリートとして計画されている配合（計画配合）について、溶脱抵抗性に施設の計画サイトにおける地下水模擬溶液（表 3-2-

おける計画配合の優位性を評価する。また、公表されて1）に浸漬した場合、浸漬溶液の pH 上昇量、ならびにいる日本原燃六ヶ所村試験空洞の地下水が溶脱挙動に及Ca や Si の溶出量が、純水浸漬と比較し大幅に減少する

ぼす影響を評価する。

ことが確認され（図 3-2-2）、この溶脱抑制現象は、沈殿鉱物の同定や元素分布の分析結果から、供試体表層に

⑶

主な成果

おける Calcite（CaCO3、炭酸カルシウム）の沈殿反応⒜

溶脱抵抗性における計画配合の優位性評価に起因するものであることが分かった。

計画配合を参考に、低熱ポルトランドセメントにフラ
イアッシュを 30% 置換したセメントペーストおよびモ⒞

実施工された吹付けコンクリートと岩盤の界面分析

ルタル供試体を作製し、３カ年にわたる純水交換型浸漬

日本原燃の試験空洞において、実施工された吹付けコ試験を実施した。その結果、普通ポルトランドセメント

ンクリートを岩盤とともにコア採取し、吹付けコンクを使用した供試体や高炉スラグ微粉末を置換使用したそ

リートと岩盤の界面近傍を対象に、元素分布の分析をの他の供試体と比較し、Ca や Si の溶出量が低減され、行った。その結果、界面に Ca/C モル比が１前後と推定

供試体中の Ca 濃度の低下深さ（溶脱フロント）も小さされる炭素濃度の高い領域が認められ、Calcite の沈殿

くなることが明らかとなり、本実験範囲内において、計が示唆された（図 3-2-3）。

画配合の溶脱抵抗性に関する優位性が確認された（図3-2-1）。

⑷

今後の展開
地下水流動や地下水中のイオン拡散性などの地下環境

注１）セメント硬化体が長期間水と接することにより、水酸化カル
シウムなどのセメント水和物が徐々に溶出し、硬化体組織が多孔化する現象

特性に基づいたセメント系材料の長期変質解析を実施する。

電中研レビュー No.55 ● 51

第３章

⑴

普通PC
+フライアッシュ30%

純
普通PC
W/C=55%

水浸

浸漬期間:26-week

漬計画サイト地下水模擬溶液浸漬

52-week

26-week

52-week

普通PC
W/C=35%1mm

低熱PC+FA
W/C=35%
接触面 1

2

3

4mm

低

5mm

第３章

低熱PC+FA
W/C=50%
モルタル

高

Ca濃度

接触面 1

2

3

4mm

純水浸漬では、表層より水酸化カルシウムなどのセメント水和物が溶脱し、徐々にカルシウム濃度が低下するのに対し、地下水模擬溶液へ浸漬した場合は、セメント種類や水セメント比に拘わらず、カルシウム濃度の低下が大幅に抑制された。

図3-2-2

純水および計画サイト地下水模擬溶液へ浸漬したセメント系材料のカルシウム濃度分布

→高

40mm

濃

24mm

度

岩盤（軽石凝灰岩）

低←吹付けコンクリート

Ca

C

Ca/Siモル比

Ca/Cモル比

Si

1

モ ル 比

0

吹付け
コア孔内部の様子 コンクリート

2

軽石
凝灰岩

施工後約１年間、岩盤中の地下水と接触していたと考えられる吹付けコンクリートと岩盤の界面において、カルシウムと炭素の濃度が高い層が認められ、この領域の Ca/C モル比が１程度であることから、Calcite（CaCO3）の沈殿が示唆された。

図 3-2-3

3-2-2

処分計画サイト付近の試験空洞に施工された吹付けコンクリートと岩盤の界面近傍の元素分布

高温負荷による普通・低熱ポルトランド必要がある。熱負荷の程度によっては、人工バリアを構

セメント硬化体の細孔構造変化とイオン成するミクロ構造であるセメント水和物の化学的性質や拡散性に及ぼす影響

細孔構造に変化が生じる場合もあるため、拡散係数や分2）配係数といったバリア性能に及ぼす熱影響を、定量評価⑴

背景することが求められている。

放射性廃棄物処分では、放射性核種の崩壊熱が人工バ
リアの核種移行抑制機能に悪影響を及ぼさないよう、設

⑵

目

的

計 ･ 評価が進められている。その影響が有意と認められ処分環境をもとに設定した温 ･ 湿度条件が、普通およ

れば、廃棄体の収納設計や容器仕様の変更などで対応がび低熱ポルトランドセメント硬化体の細孔構造変化に及取られる。より合理的な評価を実施するためには、廃棄ぼす影響を実験的に分析評価する。

体に近接する人工バリアへの熱影響を十分把握しておく

52

⑶

主な成果
材料要因として、水セメント比（35、55％）やセメントの種類（普通、低熱ポルトランドセメント）を変化さ②水セメント比 55％の場合では、水分供給が比較的よい条件においても、高温負荷により、しきい細孔径が、大きな径へとシフトする傾向が認められた。

せたセメントペースト供試体（１年間 20℃湿空養生）を用いて高温負荷試験を実施し、環境条件（温度条件60、80℃、湿度条件 40、90％ RH、水中、負荷期間 3、6、12 カ月）が細孔構造変化に及ぼす影響を、水銀圧入式
ポロシメータ注 2）によって分析した。また、90％ RH 条

実験フロー

件で高温負荷試験を行った普通ポルトランドセメント

供試体作製（3ヶ月間）

セメント種類
普通ポルトランドセメント

供試体養生（1～3.5年間）の測定結果を踏まえ、細孔構造変化の影響を調べた。こ低熱ポルトランドセメント
供試体高温負荷試験（3ヶ月～12ヶ月間）

れらの検討により、以下の成果を得た。

水セメント比
35%
55%
35%
55%

高温負荷試験条件
⒜

細孔構造
変化分析

湿度条件が細孔構造変化に及ぼす影響
湿度条件 40％ RH における高温負荷（60、80℃）により、セメント水和物からの水和水逸散によって、セメ

by水銀圧入式
ポロシメータ

結果
比較

拡散係数
測定

水和物同定等化学的分析

図 3-2-4

ントペースト供試体のしきい細孔径注 3）は大きい径へと温度条件

60、80℃

湿度条件

40、90%RH、水中

高温負荷期間

3、6、12ヶ月

実験フローと実験条件シフトし、累積細孔量注 4）が増加した。この傾向は、セメントの種類や水セメント比によらず、負荷温度が高い

0.20

W/C=35%普通ポルトランドセメント供試体

3

負荷温度が高いほど、負荷期間が長いほどしきい細孔
径は小さくなったが、直径 10nm 程度以下の径の細孔

C-S-H）の組織構造変化が影響していることも一因と高温負荷による
高温負荷による
細孔量の増加細孔量の増加高温負荷前

しきい細孔径の例
しきい細孔径の
例
0.05

0.00
1000

量が増加し、累積細孔量が増加した。この現象には、
高温負荷によるカルシウムシリケート水和物（以下

低湿度条件下での高温負荷による
細孔径の粗大化

0.10

Pore diameter (nm)

細孔直径

水銀圧入における圧力上昇

図 3-2-5

1

件（90％ RH、水中）の高温負荷（60、80℃）では、

湿度90%RH

湿度40%RH

10①水セメント比 35％の場合、水分供給が比較的よい条

水中条件

0.15

100

温度条件が細孔構造変化に及ぼす影響

積算細孔量

⒝

高温負荷による
細孔量の増加負荷温度 80 ℃、負荷期間6ヶ月

3

Cum. pore volume (cm /cm )RH

ほど、負荷期間が長いほど顕著であった。

当研究所が保有する
水銀圧入式ポロシメータの分析限界最小径：3.3nm

80℃高温負荷における湿度条件の影響比較して挙げられるが、高温負荷による水酸化カルシウム
含有量の増加、つまり未反応セメントの水和進行が認
3
3

60℃負荷

細孔径が小さくなる傾向

0.10

未水和セメントの反応進行の可能性

高温負荷前

セメント水和物の一つである
水酸化カルシウム（Ca(OH)2）の含有量上昇が確認された

3.5年間
常温養生継続0.05

約10nm以下の微小細孔の増加
セメント水和物の主要成分であるカルシウムシリケート水和物が形成する細孔径の領域（10nm以下）
カルシウムシリケート水和物の変質、および高温下での水和反応により生成される組織の細孔構造の相違が示唆される
1

10

0.00
100

注２）試料の細孔構造を分析する測定装置の一つ。試料に圧入する水銀の圧力レベルと浸入量から、対応する細孔径と細孔量を算出し、細孔構造を比較評価することができる。
注３）水銀圧入式ポロシメータを用いた細孔構造の分析において、水銀の圧入量が急激に増加する圧力に対応した細孔径を指す。しきい細孔径は、気体、液体、イオンなどの物質移動抵
抗性と密接に関連する指標とされ、多くの研究例がある。
注４）ここでは、水銀圧入式ポロシメータによって測定される細孔
直径範囲 3.3 nm ～ 33 m m の細孔総量を指す。

80℃負荷

湿度条件90 %RH、負荷期間6ヶ月

1000

可能性が示唆された。

積算細孔量

生成されるなど、セメントの水和反応が関与している

W/C=35%普通ポルトランドセメント供試体
nm
nm

Cum. pore volume (cm /cm )められたことから、高温下で異なる形態の C-S-H が0.15

Pore diameter (nm)細孔直径

図 3-2-6

湿度 90%RH 雰囲気における高温負荷が細孔構造の変化に及ぼす影響

電中研レビュー No.55 ● 53

第３章

ペースト供試体については、酢酸イオンの有効拡散係数

供試体条件

⑷
W/C=35%普通ポルトランドセメント供試体

高温負荷（60、80℃、湿度90%RH）による
細孔構造変化の変化は拡散係数の上昇を生じた。

1.E-1080℃負荷

1.E-11

高温負荷による細孔構造変化が拡散係数に及ぼす影響をモデル化し、高温によるセメント水和物の変質がその性

高温負荷前

60℃負荷

W/C=55%水銀圧入式ポロシメータで測定された
W/C=55%3.3nm~33μmの範囲の積算細孔量と比較すると、
水セメント比の増大よりも高温負荷によって細孔量の増加に対する拡散係数の上昇割合が大きくなることが分かった。

高温負荷前

1.E-12

W/C=35%

1.E-13
0

0.1

0.2

0.3

今後の展開
より広範囲の温湿度条件での細孔構造変化を把握して、湿度条件 90 %RH、負荷期間6ヶ月

Effective diffusion coefficient (m2/s)

酢酸イオンの有効拡散係数

1.E-09Total pore volume (3.3nm～33µm，cm3 /cm3 )0.4

能に与える影響のメカニズム解明を図る。

3-3 ベントナイト長期挙動試験・評価
技術 1）

第３章

積算細孔量

図 3-2-7

高温負荷による積算細孔量の増加と拡散係数の上昇割合⑴

背景

低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分施設を安全で合理的に設計するためには、人工バリアの長期耐久性評価
を精度よく行う必要がある。余裕深度処分施設で低透水⒞

高温負荷による細孔構造変化がイオン拡散性に及ぼ層として使用されるベントナイト系材料は、セメント系

す影響

材料の溶脱に伴って生成するアルカリ性の溶液の影響で、① 90％ RH 雰囲気で６カ月間高温負荷試験を実施した

ベントナイトの構成鉱物が溶解し、期待される特性が変

普通ポルトランドセメント供試体では、高温負荷によ化することが懸念されている。特に、スメクタイトは、る累積細孔量の増加が、酢酸イオンの有効拡散係数のベントナイトの低透水性や膨潤力と密接に関係する主成上昇につながることを明らかにした。

分鉱物であるから、セメント系材料の溶脱水の組成を考②高温負荷を受けた場合の累積細孔量の増加に対する有慮した条件でスメクタイトの溶解挙動を評価することは、

効拡散係数の上昇割合は、水セメント比の増大や溶脱低透水層の長期耐久性評価においても、処分施設の合理による拡散係数の上昇と比較して大きいことを示した。

的な設計・性能評価を実施するためにも重要である。

③約 10nm 以下の径の細孔量増加は、セメント硬化体マ
トリックスを形成する C-S-H 自体の変質に由来し、その多孔化によって拡散係数の上昇割合が大きくなった

⑵

目

的

セメント系材料の溶脱水の組成を考慮した条件でフロースルー溶解実験（図 3-3-1、写真 3-3-1）を実施し、ものと考えられる。

スメクタイトの溶解挙動を実験的に評価する。

フィルター

反応後溶液
反応セル

撹拌バー

反応溶液

グローブボックス
・反応溶液の作成
・反応後溶液の回収
・溶液のpHの作成

送液ポンプ

スターラー

一定速度で反応溶液
・一定速度で反応溶液を反応セルへ送液を反応セルへ送液（0.2ml/min）

恒温槽

図 3-3-154

反応セル内の試料を・反応セル内の試料を
常時撹拌
常時撹拌

・反応温度のコントロール
反応温度のコントロール

フロースルー溶解実験の概略図

-10.0log rate (mol/m2/s)

-10.5
-11.0
-11.5
-12.0
-12.5
●Ca系溶液中での溶解速度●Na系溶液中での溶解速度●K系溶液中での溶解速度-13.0（Rate = 10-13.46 × aH+0.24)（Rate = 10-13.84 × aH+0.24)（Rate = 10-13.72 × aH+0.21)

7

写真 3-3-1

フロースルー実験装置

0.060

pH12
pH11
pH10
pH9

0.050
0.040

0.020
0.010
0.000
50

100

150

11

12

13

Ca（OH）
2 - CaCl2 溶液中での溶解速度とpH の関係

-11.0
-11.5
-12.0
-12.5

200

反応時間（h）

図 3-3-2

10

pH

-10.5

0.030

0

9

-10.0

log rate (mol/m2/s)

SiO2濃度（mol/m2/s）

図 3-3-38●本溶解実験
●Ca系溶液中での溶解速度-13.0

反応後溶液中の溶出 SiO2 濃度の経時変化

-13.5
7

8

9

10

11

12

13

pH

⑶

主な成果

⒜

スメクタイトの溶解に及ぼすアルカリ溶液の種類の

図 3-3-4

フライアッシュ混合低熱セメント溶脱水中での溶解速度と Ca（OH）
2 - CaCl2 溶液中での溶解速度影響評価 1）
これまでに報告されているスメクタイトの溶解速度は、度を図 3-3-3 に示した。この結果から、アルカリ溶液の

NaOH-NaCl や KOH-KCl 溶液中で得られたものしかな

種類は、スメクタイトの溶解速度の pH 依存性に大きくい。しかし、処分施設で生成するアルカリ溶液は、セメ影響しないことが明らかとなった。

ント系材料の溶脱に起因する。そのため、セメントの主
成分（Ca
（OH）
（OH）
2）を含む Ca
2‐CaCl2 溶液中で溶解
実 験 を 実 施 し、 既 往 の 結 果 と 比 較 し た。Ca
（OH）
2‐

⒝

コンクリート溶脱水中でのスメクタイトの溶解挙動評価

CaCl2 溶液中でのスメクタイトの溶解に起因する SiO2

実際のセメント系材料の溶脱水中でのスメクタイトのの溶出挙動は、既往のものと同様に反応初期に高い溶出溶解挙動を評価した。溶脱水の作成に使用したセメントを示すものの、その後溶出量は減少し、一定の値を示す

系材料は、フライアッシュ混合低熱セメント（LPC-FA）

ようになった（図 3-3-2）。一定の値を示すようなったである。溶解実験の結果、溶脱水の組成によっては、液状態（定常状態）における SiO2 濃度や Al 濃度を用いて、固比が大きな条件下でも二次生成物の沈殿が示唆された。

ス メ ク タ イ ト の 溶 解 速 度 を 算 出 し た。 そ の 結 果、

一方で、二次生成物の沈殿が生じなかった溶解実験におSiO2 濃度から算出した溶解速度も、Al 濃度から算出しける溶解速度は、Ca（OH）2‐CaCl2 溶液中での溶解速度

た溶解速度もほぼ同様の値を示した。このことは、スメよりも遅い結果となった（図 3-3-4）。このことは、溶

クタイトの溶解が、化学量論的に進行していることを示

脱水中に SiO2 や Al が含まれることで、溶液組成がスメ唆している。また、既往の溶解速度と本研究での溶解速

クタイトの溶解平衡に近づいているために、溶解速度が

電中研レビュー No.55 ● 55

第３章

-13.5

遅くなったものと推測される。上記の成果により、余裕るための技術が必要となる。

深度処分施設の環境条件を考慮した溶解速度は、既往のそのため、当研究所では、放射性廃棄物処分施設にお溶解速度（溶解平衡から離れた条件での溶解速度）よりけるセメント系材料の品質検査システムを構築する技術も遅い可能性があることが明らかとなった。

開発にも取り組んでいる。以下に、その技術開発の一つであるコンクリート表層の反発度ならびに透気性の非破

⑷

今後の展開

壊評価の研究成果を示す。

余裕深度処分施設での人工バリア間（ベントナイト系⑴

材料とセメント系材料）の相互作用を評価する。

背

景

第３章

低レベル放射性廃棄物の余裕深度処分施設（図 3-4-

3-4 処分場の品質管理技術 1）1）では、放射性核種の漏えいに対する長期安全性を説明するため、施工されたセメント系材料部材において設第 3 章の冒頭で示したように、放射性廃棄物処分施設

計性能が満足されていることを確認することが重要となの長期安全確保を行うには、放射性廃棄物処分施設は廃る（図 3-4-2）。過去に類例を見ないセメント系材料の棄体を収納した後、順次埋め戻しされ、人手による維持

長期耐久性が要求される余裕深度処分においては、既存管理が困難であることから、施設の建設・操業段階、埋の品質検査技術の適用性について検証しておく必要があ

戻し以降に人工バリアに生じると思われる各種影響要因

る。

を考慮した設計・施工が必要となる。
一方、施設建設にあたっては、設計・施工時に所定の

⑵

目

的

機能を持った施設を建設するための品質管理技術、また非破壊検査技術として、物質移動抵抗性の評価手段と施設竣工時には所定の機能を達成できてることを確認す

して期待される表層透気試験、ならびに強度特性評価として実績が豊富な反発度試験に着目し、それぞれの適用

吹付けコンクリート性を評価する。

二次覆工コンクリート

側部埋戻し材

側部埋戻し材
上部埋戻し材⑶

低透水層(ベントナイト)

主な成果
表層透気試験として Torrent 法表層透気試験注 5） を、廃棄体

反発度試験にはテストハンマー試験を採用した（表 3-4-充填材
(セメント系材料)

1）。表層透気試験では、コンクリートの含水の影響をコンクリートピット

底部埋戻し材

注５）R. Torrent によって 1992 年に開発 ･ 公表されたコンクリー
トの非破壊透気試験方法。同法による測定値は、RILEM（The International Union of Laboratories and Experts inConstruction Materials, Systems and Structures）が推奨す
る室内透気試験 CEMBUREAU 法のデータと強い相関が認められている。

低拡散層(モルタル)

力学的特性、低拡散性、長期耐久性など、部材種類に応じてさまざまな性能が確保される。

図 3-4-1

余裕深度処分施設の設計概念図

設 計

建 設

設計値

達成品質

十分な安全裕度

適切な施工計画

検 査
設計値直接対比
適切な
検査方法

or

代替指標評価

要求性能

施工管理

施工後検査

規制値

施工プロセス検査

安全裕度の定量化による安全レビューの支援

安全性評価

十分に余裕を持った性能設計、ならびに施行後の品質検査によって処分施設の安全性を確保することが肝要と考えられる。

図 3-4-256

セメント系材料を対象とした処分施設の安全性確保システム概念の一例

表 3-4-1

セメント系材料の品質評価を対象とした非破壊試験技術の例

品質分類

非破壊試験技術

測定項目

品質評価項目例

実務適用実績

テストハンマー試験

反発度

圧縮強度、弾性係数

豊富

強度特性

超音波試験
衝撃弾性波試験

物質移動
抵抗性

超音波伝播速度

圧縮強度、弾性係数 ほとんどない

衝撃弾性波伝播速度 圧縮強度、弾性係数 ほとんどない

表層透気試験

透気速度

透気係数

欧州で少々

表層透水試験

透水速度

透水係数

ほとんどない

表層吸水試験

吸水速度

吸水係数

欧州で少々

0.001

構造物
区分

透気性大
補正透気係数 kT' （x10-16m2）

0.01

0.1

1

10

100
30

35

軟らかい

40

45

50

基準反発度 R

55

60

硬い

65

略号

桁A
桁B
PC桁
桁C
桁D
橋脚A
橋脚A
橋脚B11
橋脚B22
橋脚C11
橋脚C22
橋脚D11
RC
橋脚D22
橋脚
橋脚E
橋脚E
橋脚F11
橋脚F22
橋脚F33
橋脚G
橋脚G
トンネル
覆工A
覆工
覆工B
カル カルバートA
バート カルバートB
マスコンn
マス
マスコンe
コンク
マスコンs
リート
マスコンw

経年 プロット
57
55
54
4
69
66
56
43
37
33
13
93
74
68
45
25

＋
＋
○
＋
○
△
□
○
△
○
△
×
△
□
×
□
×
□
△
○
○
△
□
×

反発度が高いものほど透気係数が小さくなる傾向はあるが、必ずしも一対一の関係にはない。コンクリート表層の物質移動抵抗性に及ぼす、各構造物における配合や施工方法の違いの影響が、強度特性への影響と等価ではないことを示唆している。

図3-4-3

表層透気試験から得られた透気係数とテストハンマー試験で測定された基準反発度の関係確認する目的から、Wenner 法（四電極法）によって電⒝

表層透気性および反発度に及ぼす配合や養生条件の影響

気抵抗率を測定した。これらの非破壊試験方法を、経年
約 4 ～ 93 年の計 16 種類の実構造物、および配合や養生室内供試体を対象にした実験では、配合や養生条件に条件が異なる８種類の室内供試体に適用し、両試験によ応じて測定された表層透気性と反発度の関係に相違が認る測定結果を対比した。以下に主な成果を記す。

められた。特に、養生期間が不足した場合、表層透気性
がより敏感に悪化し、中性化が進行した場合では反発度⒜

表層透気性と反発度の関係がより顕著に増大した。

反発度が高いものほど表層透気係数は小さくなる傾向が認められたが、必ずしも一対一の関係にないことが明らかとなった。これは、コンクリート表層の物質移動抵⒞

表層透気試験で取得される透気係数の電気抵抗率による補正方法

抗性に及ぼす配合や施工品質の影響が、強度特性への影

表層透気係数を、Torrent らが提示する電気抵抗率と響と等価ではないことを示すものと考えられる。バリアの関係式（透気に及ぼす含水の影響を考慮した式）に基性能として低拡散性が要求される余裕深度処分施設におづき補正した値は、材齢経過に伴う緻密化によって低下

いては、強度特性のみならず、物質移動抵抗性に着目しが期待されるにも拘わらず、本実験範囲内において上昇

た非破壊検査技術が有用であることが分かった（図 3-4-

する結果となった。これは、空隙構造や含水状態の変化

3）。

が比較的大きな初期材齢への Torrent らの式の適用に

電中研レビュー No.55 ● 57

第３章

透気性小

構造物の検査実務として実績が豊富なのは、強度特性評価を対象としたテストハンマー試験のみであり、今後、物質移動抵抗性評価に資する非破壊試験技術の確立が強く望まれている。

おける課題を示唆するものであり、含水影響に関する適持および体積維持が要求される。普通ポルトランドセメ

切な評価方法が必要であることが分かった。

ント（OPC）を用いたコンクリートは、地下水に溶けやすい水酸化カルシウムなどの水和物を多く含むため、

第３章

以上、表層透気試験および反発度試験の両非破壊試験

地下水との長期間の接触で Ca2+ などが溶脱することで、方法が、それぞれ物質移動抵抗性、強度特性の独立評価

コンクリート部材自体が低密度化し、さらにその一部がに資するものであり、検査に取り入れることで、より合消失することで坑道の安定性を低下させる可能性が示唆

理的な品質判定が可能となることが分かった。なお、本されている。その対応策の一つとして、溶解度の低い安研究成果の一部は、土木学会コンクリート委員会「構造定鉱物を主要構成物とするセメント材料の使用の可能性

物表面のコンクリート品質と耐久性能検証システム研究が考えられ、当研究所では、高耐久性セメント材料の開小委員会」、および「歴代構造物品質評価／品質検査制

発の一環として、結晶度の高い鉱物であるゾノトライト

度研究小委員会」の活動を通じて得たもの（Ca6(Si6O17)(OH)2）、ならびにその随伴生成物であるト

である。

2, 3）

バモライト（Ca5(Si6O18H2)･4H2O）を主要構成物とする
⑷

今後の展開

材料開発を行っている。

強度特性や物質移動抵抗性を対象とした各種非破壊評
価が、余裕深度処分施設においてセメント系材料に要求⑵される性能評価とどのように関連付けられるか明らかに目

的

ゾノトライト高含有型高耐久性セメント材料の溶脱特し、品質検査システムの構築について検討する。

性を把握する。

3-5⑶

新しい人工バリア材料開発

主な成果⒜ ゾノトライト高含有型セメント材料の溶脱耐久性評価 1, 2）
放射性廃棄物処分施設を構成する人工バリアには、放微粉末石英および普通ポルトランドセメントの配合は、射性廃棄物に含有される放射性核種の特性、あるいは天

これまでに最適と判断された各々 30%、52% とした。

然バリア特性により、長期の核種移行抑制機能が必要とこの配合をもとにオートクレーブ養生（220℃ -24 時間）される。

を施してペースト硬化体を製造した。主要生成物相がゾ

そこで当研究所では、先に示したような核種以降抑制

ノトライトならびにトバモライトとなる硬化体は、副生機能に影響を与えることが懸念される各種要因の特性評成物であるカルシウムシリケート水和物（C-S-H）など

価と併せて、長期に耐久性が期待できる新材料の開発研が溶脱しても、溶解度の低いそれらの結晶相（主要生成究も実施している。

物相）は残存する。C-S-H などの副生成物を構成する

これまで、当研究所では低アルカリ性セメント（市販

Ca および Si については、ほぼ同時に溶脱することを確

セメントの pH12.5 ～ 13.0 に対し、低アルカリ性セメン

認した。これらを踏まえ、硬化体の溶脱変質部においてトは 11.0 前後の pH を示す）の研究を実施してきたが、も Ca/Si 比がほぼ変化しない、固相の低密度化領域の拡

ここでは、セメント系材料の新材料として高耐久性高結

大速度抑制効果に着目した場合、普通ポルトランドセメ

晶型コンクリート、ベントナイト系材料の新材料としてントおよびフライアッシュ混和セメント硬化体に比べて、サポナイトに関する研究成果を示す。

溶脱耐久性が高いことが分かった（図 3-5-1）
。

3-5-1

⒝

高耐久性高結晶型コンクリートの溶脱
耐久性評価

化学的構造および細孔特性の安定性評価
溶脱挙動がほぼ収束した状態における硬化体に含まれるゾノトライト、ならびにトバモライトの減少傾向は認⑴

背景

められず（図 3-5-2）、また、それらの結晶相を構成す

我が国の放射性廃棄物処分施設において使用される支る Si イオンの結合状態に変化は認められなかった（図保工などのコンクリート部材は、主に一定期間の強度維

3-5-3）。硬化体の溶脱変質は、主に C-S-H などの副生成58

反射電子像物の溶脱変質によりもたらされ、孔径 100 ～ 1000nm のCa/Si 比範囲でわずかに細孔容積率が増加することを確認した

高耐久性

↑接水面

セメント

（図 3-5-4）。

材料⒞

周辺環境への影響低減効果
ゾノトライトならびにトバモライトを主要構成物とする硬化体の、溶脱変質に伴う浸漬液の pH ならびに Ca2+
600μm

↓中心部

濃度は比較的低く、母岩およびベントナイト系人工バリ↑接水面ア材料への悪影響を低減する効果が期待できる。

ッシュ
混和セメ
ント

↓ 中 心

600μm

↑ 接 水

普通ポル
トランド
セメント

↓中心部

600μm
注）

：低密度化フロント：溶脱変質フロント

試料中のひび割れは、分析前の試料調整時に発生したもので
ある。

浸漬26週

10

20

Tb

Xn

G
Tb, Xn C3S, C2S
Xn
C-S-H

▼

C-S-H

▽

C2S

Xn
▽

C3S

Tb

Xn

Tb
▼

Tb, XnG

Tb，Zn共にピーク強度に差が生じない

初期（a） 初期

Tb, XnTb, Xn2000 count/sec

Xn

X線反射強度（カウント/秒）

図 3-5-1 EPMA（電子線マイクロアナライザー）による硬化体内の元素濃度分布測定、変質フロントの判定（ブロック試料、浸漬 82 週間）30

入射角（2θ）
注）XRD（X 線解析）分析による。
Xn：ゾノトライト Tb：トバモライト
CC：カルサイト Ｑ：クオーツ

図 3-5-2（b） 浸漬 54 週▽：Katoite（C3ASH4）

構成鉱物相の比較（薄板試料、浸漬 54 週）

図 3-5-3

29
Si-NMR スペクトルの変化（薄板試料、浸漬 54 週間）

電中研レビュー No.55 ● 59

第３章

フライア

4

のような検討と並行して、アルカリ環境下で変質しにく

初期
浸漬54週

い材料の人工バリアとしての適応可能性を検討すること

溶脱変質に伴いわずかに増加

細孔容積率（%）

3

は、今後の処分施設設計を合理化する上での方策の選択
肢を増やし、また、現状の検討よりも長期間バリア性能2を維持させることにもつながる可能性がある。

1

⑵

目

的

ベントナイトと類似した特性を持つとされているサポ

第３章

0

100

10

1000

10000

ナイト注 6）のアルカリ環境下での溶解速度を実験的に明100000細孔径（nm）

らかにし（図 3-5-5）、モンモリロナイトの溶解速度と

注）溶脱変質に伴い 100〜1nm の細孔容積率がわずかに高まる。

図 3-5-4⑷

比較することでその有用性を評価する。

細孔径分布の変化

今後の展開

⑶

主な成果

⒜

サポナイトの溶解速度 3）

溶脱イオン量は、硬化体密度の影響を受けると推察さサポナイトの溶解に伴う SiO2 の溶出は、反応初期にれるため、硬化体密度の向上、すなわち空隙率に大きな

高い溶出濃度が観察されたが、徐々に濃度は低下し、ほ影響を及ぼすと考えられる練混ぜ水量の抑制に伴う構成

ぼ一定の濃度を示した（図 3-5-6）。既往の溶解速度算

物相の変化と溶脱イオン量の関係を明らかにする。

出方法に基づき、サポナイトの溶解に伴う溶出 SiO2 濃度（図 3-5-6）と溶解に寄与する反応表面の面積（図3-5-2アルカリ環境下でのサポナイトの溶解速度

3-5-7）を用いて溶解速度（mol/m2･s）を算出した。溶
解速度の算出に使用した反応表面積は、溶解に寄与する

⑴

背

景

反応表面をサポナイト粒子の端面と仮定し、原子間力顕放射性廃棄物処分施設を通過する地下水流量を抑制す

微鏡を用いて粒子端面積を測定した（図 3-5-7）。そのるための、人工バリア候補材料として検討されているベ

結果、サポナイトの溶解速度は、pH9.8（サポナイトのントナイト系材料は、セメント系材料の溶脱に伴って、電荷ゼロ点と類似）を境に低 pH 側と高 pH 側で増加し生成するアルカリ性の地下水の影響で緩やかに変質し、た（図 3-5-8、表 3-5-1）。

バリア性能が長期的に変化することが懸念されている。
その長期的なバリア性能の変化を精度よく予測するためには、ベントナイトのアルカリ変質挙動を理解する必要があり、定量的な検討が行なわれている。一方で、上述

グローブボックス（窒素ガス雰囲気）

注６）モンモリロナイト（鉱物名）と同様にスメクタイト族（族名）に分類される粘土である。両鉱物の大きな違いは、化学組成にあり、サポナイトは、八面体に Mg を主として含み、
モンモリロナイトは Al を含む。

NaOH-NaCl(pH: 9-13.5)(I: 0.3 M)

恒温器 (50 °C)

反応セル
アウトプット
溶液

インプット
溶液

ポンプ
流量：0.1ml/min

試料
スターラー

本溶解実験は、インプット溶液を一定流量で反応セルに送液し、試料を溶解させて、回収された
アウトプット溶液中の溶出元素濃度を測定することで溶解速度を算出する方法である。本研究での実験条件は、図中のとおりである。

図 3-5-560

サポナイトの溶解実験の概略図

表 3-5-1

0.20
SiO2濃度(mmol/l)●pH13.5●pH12.1●pH11.1● pH9.9● pH9.2

0.15
0.10
0.05
0
0

100

200

300

時間 (h)

溶解速度（mol/m2･s）

8.4

1.57 × 10-12

9.2

7.84 × 10-13

10.3

6.29 × 10-13

11.3

8.60 × 10-13

12.7

1.82 × 10-12

pH の値は、室温での測定値から実験条件の 50℃における pH に補正した値。

サポナイト溶解実験におけるアウトプット
溶液中の SiO2 濃度の経時変化⒝

データ数; 188
反応表面積の平均値; 22.7 m2/g

90
80
70

サポナイトとモンモリロナイトの溶解速度の比較 3）
サポナイトの溶解速度は、pH8.5 以上で既往のモンモ

リロナイトの溶解速度よりも遅く、最大で１桁程度遅い（図 3-5-8）。セメント系材料を使用する放射性廃棄物処
分施設において、ベントナイトを補完する形でサポナイ

60

粒子数

pH

トを使用する場合には、少なくともベントナイト分散液

50の pH（pH9 程度）以上の pH 条件が生じるものと推測40される。そのため、セメント系材料を使用する放射性廃3020

棄物処分施設では、サポナイトの方がアルカリ溶解に関10しては有利である可能性が示唆された。

010-15 15-20 20-25 25-30 30-35 35-402

粒子端面の比表面積（m/g)
Specificedge surface area (m2/g）
モンモリロナイトなどスメクタイトの溶解に寄与する反応表面
は、原子間力顕微鏡を用いた溶解のその場観察から、粒子の端面であることが明らかにされている。本研究でもサポナイトの溶解反応表面を粒子の端面と仮定して、その比表面積を測定し、溶解速度の算出に使用した。

図 3-5-7⑷

今後の展開
サポナイトとモンモリロナイトの、アルカリ環境下での安定性に違いをもたらすメカニズムを検討する。また、サポナイトの埋蔵量やコスト面も考慮して、人工バリア
材料としての適用可能性を検討する。

サポナイトの粒子端面の比表面積

Log 溶解速度 (mol/m2·s)

３-6 地下空洞の長期安定性評価技術
-10.5

3-6-1

ボーリングコアによる岩盤評価技術-11.0

概要調査に基づく精密調査地区選定段階においては、-11.5

最終処分法に基づき、地層が掘削に支障のないことを確

-12.0
-12.5

認する必要がある。また、処分施設を建設できることを、確認しておくことが不可欠である。そこで、地表からの
7

8

9

10

11

12

13

pH
pHの値は、室温での測定値から実験条件の50℃におけるpHに補正した値。

図 3-5-8

サポナイト（●）とモンモリロナイト（■）の溶解速度（モンモリロナイトの溶解速度
は Sato at al.（2004）から引用）

調査のみが行われる概要調査段階において、地下施設の建設可能性を評価するために必要な技術開発に取り組んだ。概要調査は地表から行われるので、地下深部の岩盤をボーリング調査によって評価することになる。そこで、ボーリングコアに基づいた岩盤の工学物性や、施工性の評価技術の高度化を図った。

電中研レビュー No.55 ● 61第３章

図 3-5-6

各 pH 条件におけるサポナイトの溶解速度

少ない

割れ目

割れ目状態
Jc=3
（RMR：20）

RQD（%）

150 <100 - 90大90 - 75

奥美濃（板取側）

5-6

新高瀬川

3.5

100-150
小処分施設が建設できることを具体的に確認するために数候補地点を比較するために、支保や掘進速度なども評

奥只見

2.8

50 - 25

25 - 0

2.53

小丸川

3.92

3.28

下郷

葛野川

1.5

1.5

2.64

2.13

1.53

1.49

1.12

0.71

0.83

0.57

0.30

50-100

3
2.89

本川

2
1.67

0.97

図 3-6-2

は、設計に必要な物性を評価することが必要であり、複2.51

25 - 50qu (MPa)

3 つの要素（qu、RQD、Jc）の 3 次元空間における物性値などの分布の模式図

4

奥多々良木増設

25 >第３章

図 3-6-1

75 - 50

6.0
4.22

硬
さ

多い

1

3.1

岩盤の粘着力（MPa）の分布と等高線（Jc=3 断面を 2 次元で表示）

価することが重要である。ボーリングコアの情報から、
これら岩盤工学特性を合理的に評価する必要がある。そ50MPa、25MPa 未満の 5 段階に区分した。RQD、Jc ものためにボーリングコアから評価可能な３つの項目、コ

５段階に区分し、区分の境界は RMR と同様とする。なアの一軸圧縮強さ（qu）、RQD（Rock Quality Designa-

お、データは日本のダム地点の 2,000 点近い岩盤せん断

tion；コア長 100cm のうち、長さ 10cm 以上で棒状コア試験データをグループ化したものであり、参考のためにになっているものの合計を cm で表したもの）、割れ目

地下発電所地点の単独試験データもプロットしている。

の状態（Jc）ごとにランク分けして、岩盤に評点を与えこれらのデータに基づき、岩盤せん断強度の等高線を描る手法（評点式岩盤評価法と呼ぶ）が有効であると考えいて評価基準 2）とした。

た。例えば、海外でも広く使われている RMR（RockMass Rating）法はこの３項目を網羅しており、代表的⑵

岩盤弾性係数の評価な評点式岩盤評価法といえる。しかし、RMR の評点か

この分析に用いることのできたデータは、地下発電所

ら岩盤物性などを推定する計算式なども提案されているの平板載荷試験データのみであり点数が少ない。また、

ものの、日本の岩盤にはあまりフィットしないとも指摘

これらの地下発電所地点は、ほとんどの場合 Jc= １にされている。そこで RMR 法などとも共通の評価項目を相当する。このため、他の Jc 区分は除くものの、RQD

用いて、かつ日本の岩盤に適切な独自の方法の検討をと qu の変化に伴う岩盤弾性係数を、おおむね実績と整行った。RMR のように３つの要素（qu、RQD、Jc）の合的に推定できる評価基準を作成することができた。

評点から１つの総合点を算出するのではなく、評点の三次元空間の中で強度その他の岩盤工学特性を表示するこ

⑶

掘進速度

とにした。図 3-6-1 は、その概念を示している。ただし、既設トンネルについて、工法別（NATM、TBM）に実際の表示では、Jc 一定のいくつかの断面で切った掘進速度と qu、RQD、Jc との関係を、施工実績から検RQD-qu 図を用いる。

討した 1）。
一般的傾向として、qu が大きい岩盤では、掘進速度⑴

岩盤せん断強度の評価

は qu の変化の影響をあまり受けず、RQD の変化が大

図 3-6-2 に一例として、Jc=3 断面での粘着力のデー

きく影響すると考えられる。一方、逆に qu の小さい岩

タ を RQD-qu 図 上 に プ ロ ッ ト し た 。 こ こ で、qu は盤では、掘進速度は RQD の影響をあまり受けなくなる

150MPa 以 上、100 ～ 150MPa、50 ～ 100MPa、25 ～と考えられる。図 3-6-3 には、一例として NATM 工法

1）

62

第３章

図 3-6-3

NATM の場合の掘進速度の分布と区分線（Jc=3 断面を 2 次元で表示）

図 3-6-4

NATM の場合の支保の分布と区分線（Jc=3 断面を 2 次元で表示）の場合の掘進速度データのプロットならびに掘進速度を=4 〜 5 では大きく変化しており、これも掘進速度の検Ap、Bp、Cp に区分した線を示す。

討結果と同様であった。

また、Jc 別に見たそれぞれの区分線は、Jc=1 〜 2 か以上⑴～⑷に示したように、ボーリングコアの情報から Jc =3 では変化が少なく、Jc=3 から Jc=4 〜 5 ではやら岩盤の強度、変形性や掘進速度、支保の程度を推定すや大きく変化することが分かった。

る手法を構築した。

全般的には、岩盤が良好（qu、RQD が大きく Jc が本研究成果は、原環機構受託報告「概要調査における小さい）になるほど掘進速度が大きくなるが、TBM 工

地質環境特性（岩盤、地下水）の調査技術、評価手法の法の場合には、Jc=1 〜 2 のとき、qu、RQD ともに大き高度化」の成果の一部を取りまとめたものである。

い良好な岩盤では、掘進速度がやや小さくなる。これはカッターの磨耗が激しく、カッター交換を頻繁に行う必

3-6-2

ニアフィールド岩盤の計測 ･ 評価技術

要があることが原因と考えられる。
高レベル放射性廃棄物処分施設では、ガラス固化体か⑷支保ら発生する熱の影響を考慮した、処分空洞周辺（ニア

既設トンネルについて、工法別（NATM、TBM）に支フィールド）の長期挙動評価技術が求められている。我保と qu、RQD、Jc との関係を施工実績から検討した 。

が国では、割れ目が少なく透水性の低いという特徴を有評価基準図の一例を、図 3-6-4 に示す。

する堆積軟岩が広く分布しており、処分施設の候補岩体

1）

評価基準図の支保の区分線は、NATM 工法でロックの１つとして考えられている。しかし、堆積軟岩を対象

ボルト 10 本 /m より多い、5 ～ 10 本 /m、5 本 /m 以下、とした原位置の加熱実験は見あたらず、事例研究を通じ

TBM 工法で無支保、ファイバーコンクリート、リング

た熱、水、応力の相互作用の現象解明と、長期挙動評価

支保におおむね対応するようにした。それぞれ支保の程手法の確立が望まれている。

度を（軽い）As ＞ Bs ＞ Cs（重い）とすると、区分線

そこで、堆積軟岩サイトにおける原位置加熱実験を実の形状は掘進速度の場合と同様であり、いずれも右下に施し、温度が変化する環境下での岩盤の温度・ひずみ計

凸の曲線となった。

測手法の開発、および比抵抗トモグラフィーによる高温

割れ目状態 Jc 別に見たそれぞれの区分線は Jc=1 〜 2

域進展のモニタリング手法の確立を行った。試験を実施

から Jc=3 ではやや変化するのに対して、Jc=3 から Jcした堆積軟岩サイトは、上総層群の泥岩層に構築した地

電中研レビュー No.55 ● 63

埋め込む前に
一体化

100
計測 解析

周方向（ｒθ方向）
ひずみゲージ（４枚）

25 数値は深度を表す．
45 （単位:cm）
65
85
105

80

温度 (℃)

軸方向（Z方向）ひずみゲージ
（４枚）

60
40
20

57 日後
0

図 3-6-5

コアセンサー試作版

0

20

40
60
80
経過時間 (日)

120

25

30

500
計測 解析
10
30
50
80

400

⑴

半径方向ひずみ (μ)

下空間実験場である。
温度が変化する環境下での岩盤の温度・ひずみ計測
手法の開発
温度が変化する条件で、岩盤内のひずみを正確に測定

300

100
0
-100
500

する方法は確立されていない。そこで、コアにひずみ

計測 解析
15 数値は深度を表す．
35 （単位:cm）
55
75
105

400

ゲージと熱電対を貼って岩盤内に埋め戻すひずみ計測方法（コアセンサー）を開発した 3）（図 3-6-5）。原位置加熱実験により、開発した計測方法を用いて、岩盤内部のひずみと温度を同時に計測し、温度が変化する条件での岩盤内部のひずみを計測することができた。また、温度

300
200
100
0
-100

と半径方向のひずみの計測結果は、次項 3-6-3 記載の熱05－水－応力連成解析コードの解析結果とよく一致した（図 3-6-6）。しかし、鉛直方向のひずみについては、計

図 3-6-6

測結果と解析結果が異なるため、今後、計測および解析

数値は深度を表す．
（単位:cm）

200

鉛直方向ひずみ (μ)

第３章

100

10
15
20
経過時間 (日)コアセンサーによる計測結果と解析結果の温度およびひずみの比較の両面からの原因解明が必要である 4）。
原位置加熱実験の結果として、岩盤内部の温度変化については、初期温度約 16℃の条件で直径 30cm のヒーター孔に 90℃の温度が負荷される時、ヒーター孔の孔

ヒーター孔壁からの距離
0

50

100

150

200 cm

壁から約 20cm 程度の範囲が 40℃を上回る温度となった（図 3-6-7）。また、岩盤内部のひずみは、温度の変化に応じて主として熱膨張で生じていることが分かった。
⑵

比抵抗トモグラフィーによる高温域進展のモニタリ
ング手法の確立
90℃に加熱して57日後ガラス固化体から発生する熱の影響を評価するため、(℃)

多数の熱電対をニアフィールドに設置することは、現実的には困難であることが予想される。そこで、原位置加
熱実験において、地表部およびヒーター孔周辺の地中に配置した電極を用いて、比抵抗トモグラフィー法の繰り返し測定を行い、比抵抗の変化から高温域の進展状況をモニタリングする手法の適用性を検討した 5）。その結果、

64

図 3-6-7

計測結果から得られた温度コンター

連成の定式化を行い、有限要素法プログラムに導入した。

比抵抗低下
ヒーター孔

比抵抗変化（%）

また、ニアフィールドでの長期的な力学挙動を評価する
ため、岩盤のクリープモデル、拡散二重層理論に基づく
膨潤評価式を用いた、緩衝材の膨潤挙動モデルを導入し砂層た。

2 日後（40

⑵

ヒーター孔

（m)

解析コードの検証
この解析コード LOSTUF には、実スケールでの連成

14 日後（60℃)

LOSTUF の予測性能を検証するため、以下のような
熱−水−応力連成実験に対して適用してきた（括弧内は

ヒーター孔

（m)

現象を定量的に予測できる性能が求められる。

実験の実施者）。
・堆積軟岩での原位置加熱実験（当研究所）4）・ベントナイトへの室内加熱浸透試験（CEA、フラ砂層

57 日後（90℃)

ンス；CIEMAT、スペイン）7）・花 崗 岩 地 下 実 験 サ イ ト で の プ ロ ト タ イ プ 試 験（m)

図 3-6-8比抵抗トモグラフィーの結果

ヒーター孔の温度の上昇に伴い、比抵抗の低下域が徐々に広がる様子が計測され、高温域の進展状況をモニタリングできる可能性が示された（図 3-6-8）。

（AECL、カナダ）8）⑶

LOSTUF の適用例
ここでは、上記のうち、フランスの CEA が実施した

ベントナイトの室内加熱浸透試験に対する解析結果を紹
介する。

3-6-3

熱 - 水 - 応力 3 連成解析技術

試験は、圧縮ベントナイトにより作成された直径200mm、高さ 200mm の円柱型試験体を圧力容器に封入

人工バリア定置後のニアフィールドでは、長期にわたし、下面を 150℃に加熱することで温度勾配を形成したり、廃棄体の発熱、地下水の再冠水、緩衝材・埋戻し材（ フ ェ ー ズ １） 後、 上 面 か ら 1.0MPa で 水 を 注 入 す るの膨潤、岩盤のクリープなどが進行する。廃棄体からの（フェーズ２）ものである。試験中は、温度、相対湿度、

熱は熱ひずみを発生させるとともに、地下水の移動に影

軸応力の経時変化を計測した（図 3-6-9）。

響を与え、それがさらに緩衝材の膨潤挙動に影響を与え

図 3-6-10 ～図 3-6-12 に温度、相対湿度、軸応力の計る。また、緩衝材、岩盤の熱物性は、飽和度の影響を強測結果と、当研究所が実施した解析の結果を合わせて示く受ける。このように、ニアフィールドは熱－水－応力

す。 温 度 は 下 面 が 加 熱 さ れ た フ ェ ー ズ １ に 上 昇 し、が連成する複雑な環境となり、処分施設の設計・安全評

フェーズ２では一定に保たれる結果となった。解析は、価において、この長期的な連成現象を考慮する必要があ

その経時変化をよく再現している。相対湿度については、る。そこで、当研究所では、熱－水－応力の連成によるまず、フェーズ１において、ヒーターから遠い計測点

影響を予測するための数値解析コード LOSTUF の開発（HR7）で上昇傾向となり、ヒーターから近い計測点を進めてきた 。

（HR3）では下降傾向となる。これは、ヒーター側から

6）

水分が移動していることを表している。一方、フェーズ⑴

解析コード LOSTUF の概要

２では、水が注入されるため、全ての計測点で相対湿度

LOSTUF の開発においては、支配方程式として、エが上昇する。解析結果は、この挙動を再現している。軸ネルギー保存則、地下水の質量保存則、力の釣り合い式

力については、フェーズ１、２ともに上昇傾向を示す。

を連立させることにより、多孔質媒体での熱－水－応力

解析値は、フェーズ間で一旦ロードセルをはずし、荷重

電中研レビュー No.55 ● 65

第３章

砂層

フェーズ120

RH0=60% (Cell1)
RH0=75% (Cell2)

15

T=21oC加熱

フェーズ1 フェーズ2

軸応力 Ｍ(Ｐａ )

203mm
MX-80

T=21oC

150oC

計測データ
計算値
計算値 (荷重が落ちた
影響)

10

φ=203mm
フェーズ2 T=21oC, P=1.0MPa

5

第３章

水の注入

0
0

2000

T=150oC

図 3-6-9

図 3-6-12

加熱浸透試験の模式図

4000

6000
時間 (hr)

8000

10000

解析と計測の比較（軸応力）が落ちた影響を考慮するケースとしないケースの２ケー
計測値
T4
T7
T10

150

T4 計算値

温度 ℃( )

100

ス を 示 し て い る。 解 析 は ほ ぼ 傾 向 を 捉 え て い る が、フェーズ 1 での応力を過大に予測している。
⑷

T7 計算値

今後の展開
これまでの LOSTUF の適用事例からは、温度分布、再冠水挙動については精度よく再現できている。一方、

50

緩衝材の膨潤挙動などの力学挙動については、再現性にT10 計算値

乏しい場合もあり、モデルの高度化を進める必要がある。

フェーズ1 フェーズ2

0
0

2000

4000

6000

8000

10000

時間 (hr)
図 3-6-10

また、長期的には地化学作用が熱−水−応力連成挙動に影響を与える可能性があり、熱−水−応力−化学の４連成についても検討を進めている。

解析と計測の比較（温度）

参考文献
3-1
1） 田中幸久、中村邦彦：海水の濃度と高温履歴がベントナ
イトの膨潤特性に及ぼす影響、電力中央研究所研究報告

HR7 計算値

100

N04007、2004 年 10 月．
2） 田中幸久、長谷川琢磨、中村邦彦：海水の濃度が各種ベ
ントナイトの透水係数ならびに膨潤圧に及ぼす影響のモ

HR5 計算値

相対湿度 ％(

80

デル化、電力中央研究所研究報告 N07008、2007 年 12 月．

60
40

)

HR3 計算値
20

計測値
HR3
HR5
HR7

フェーズ1 フェーズ2
0
0

2000

4000

6000

8000

時間 (hr)
図 3-6-1166

解析と計測の比較（相対湿度）

100003） 中村邦彦、田中幸久：高レベル放射性廃棄物処分孔での廃棄体の沈下挙動－遠心模型実験と簡易沈下予測法の提案－、電力中央研究所研究報告 U03074、2004 年 3 月．
4） 中村邦彦、田中幸久：高レベル放射性廃棄物処分孔でのオーバーパックの沈下挙動－ベントナイト種類の影響と沈下予測手法の高度化－、電力中央研究所研究報告
N05029、2006 年 8 月．
5） 田中幸久、廣永道彦、工藤康二：飽和したベントナイトのガス移行メカニズムとそのモデル化、電力中央研究所
研究報告 N07005、2007 年 10 月．

6） 田中幸久：飽和した高密度ベントナイトのガス移行解析

メント材料の溶脱特性評価，電力中央研究所研究報告

手法の開発－力学連成気液 2 相流によるモデル化と適用性の検討－、電力中央研究所研究報告 N08065、2009 年

N08006、2008 年 11 月．
3） 横山信吾、佐藤

努：アルカリ環境下におけるサポナイ

ト溶解の速度論的研究－放射性廃棄物処分施設における人工バリア材料としての適応可能性検討－、電力中央研

6 月．
7） 田中幸久、廣永道彦、森 敦史：放射性廃棄物処分施設
へのガス移行解析コードの適用に関する研究－気液 2 相究所研究報告 N07020、2008 年 3 月．

流解析コードの選定と適用－，電力中央研究所研究報告
N09003、2009 年 12 月．

3-61）、電力中央研究所研究報告 N06028、2007 年 4 月．

2） Koichi Shin, Masataka Sawada, Yoshiki Inohara,

3-22） 蔵重 勲、吉田崇宏、千田大詩、廣永道彦：高温負荷による普通・低熱ポルトランドセメント硬化体の細孔構造変化とイオン拡散性に及ぼす影響、電力中央研究所研究
報告 N07041、2008 年 7 月．

Tadashi Miwa, Makoto Asakawa, Takumi Shidahara4
and Teruyoshi Hatano：An Engineering Rock MassClassification To Estimate Rock Properties, Support
And Excavation Rate, World Tunnel Congress 2009.
3） 岡田哲実他：堆積軟岩における原位置加熱実験（その 1）－泥岩の熱・力学特性調査と温度・ひずみ計測手法の高3-31） 横山信吾、佐藤 努、大谷裕介、高山英樹、中村邦彦、
田中幸久、廣永道彦：低レベル放射性廃棄物処分施設における人工バリアの耐久性評価－アルカリ環境下でのベントナイト系材料中のモンモリロナイト溶解に関する研度化－、電力中央研究所研究報告 N08054、2009 年 7 月．
4） 澤田昌孝他：堆積軟岩における原位置加熱実験（その 2）−熱・水・応力連成解析の軟岩地山への適用に向けての基礎検討−、電力中央研究所研究報告 N08055、2009 年

究－、電力中央研究所研究報告 N07006、2007 年 11 月．

7 月．
5） 窪田健二他：堆積軟岩における原位置加熱実験（その 3）－比抵抗トモグラフィー法を用いた高温域進展状況のモ

1） 蔵重 勲、廣永道彦、松田芳範、岸 利治：放射性廃棄物処分施設におけるセメント系材料の品質検査システムの構築（その 1）－コンクリート表層の反発度ならびにニタリング－、電力中央研究所研究報告 N08056、2009

3-4

透 気 性 の 非 破 壊 評 価 －、 電 力 中 央 研 究 所 研 究 報 告N08081、2009 年 8 月．
2） 土木学会 構造物表面のコンクリート品質と耐久性能検証システム研究小委員会（335 委員会）成果報告書およびシンポジウム講演概要集、2008 年 4 月 .
3） 土木学会 歴代構造物品質評価／品質検査制度研究小委
員会（216 委員会）成果報告書およびシンポジウム講演
概要集、2009 年 11 月 .

年 7 月．
6） 澤田昌孝、岡田哲実、長谷川琢磨：高レベル放射性廃棄物処分地下施設の長期挙動予測評価プログラムの開発－
緩衝材膨潤評価式の数値モデル化と熱・水・応力連成解
析スキームの構築－、電力中央研究所研究報告 N05028、2006 年 6 月．
7） 澤田昌孝、岡田哲実、長谷川琢磨：スウェーデン・ハー
ドロック地下研究施設における高レベル放射性廃棄物処分のための国際共同研究（その 9）－人工バリアタスク
フォースにおけるベントナイトの室内加熱浸透試験の解析－、電力中央研究所研究報告 N07002、2007 年 7 月．

3-51） 山本武志：結晶性トバモライトを含む耐熱コンクリートの開発－ペーストによる検討－、電力中央研究所研究報
告 U02020、2003 年 1 月．

8） 田中靖治他：スウェーデン・ハードロック地下研究施設
における高レベル廃棄物処分のための国際共同研究（1999-2008）－地下水環境評価法と性能評価手法の実証－、電力中央研究所総合報告 N06、2009 年 8 月．

2） 山本武志、廣永道彦：ゾノトライト高含有型高耐久性セ

電中研レビュー No.55 ● 67

第３章

1） 蔵重 勲、廣永道彦：地下水中炭酸水素イオンによるセ
メント系材料の溶脱抑制メカニズムに関する検討（その1） 澤田昌孝、新 孝一、秦野輝儀、津田延裕、三和 公、
土 宏之：概要調査段階の処分空洞建設性評価－ボーリ
ングコアを利用した評点式岩盤評価法－、第 38 回岩盤力学シンポジウム、2009 年．