Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
## 4 ．結果及び考察

## （１）分別土砂の特性評価と復興資材としての要求品質の明確化（テーマ１）

以下の1）で述べるように、初めに各種室内試験で分別土砂の特性を評価した。次に2）のとおり、特性評価の過程で明らかとなった現行試験法の課題について検証し、分別土砂の特性評価に適用し、室内試験方法を提案した。さらに、3）で分別土砂を利用した盛土の実規模、実環境での挙動を現地試験により評価した。

## 1 ）室内試験の結果と考察

## a 物理化学特性

図 12 に、土砂混合くずとふるい下くずの組成分析結果（N=3）を示す。この結果から、排出されている土砂混合くずはいずれの地区も概ね同様の組成を有しており、2 mm 以上の可燃物が乾燥質量で 5～7%、不燃物が 2～5% 含有されていることがわかる。一方でふるい下くずの組成は現場によるばらつきが大きく、かつ土砂混合くずと比較すると相対的に可燃物が多いと言える。特に大槌地区では、2 mm 以上の可燃物含有率が 18.1% と高く、2 mm 以上の土粒子が多い点で他地区と異なっているが、これは分離後に排出される木片への土粒子の付着を極力減らす目的で処理が行われたためであり、分別土砂の純度改善を目的にシステムが構築された他地区とは設計思想が異なるためである。ふるい下くずであっても、宮古地区や山田地区は土砂混合くずと類似した組成を有している。

図 13 に試料の強熱減量（N = 3）を示す。2 mm ふるい通過分を対象に分析を行った土砂混合くずの強熱減量は 7～17% の範囲にあるが、試料全量を分析に用いる方が全体的に値が大きいことがわかる。組成分析で得た可燃物混入率と強熱減量は正の相関を有する傾向にあるものの、強熱減量 10% 前後の範囲ではばらつきが大きい。これは，2 mm アンダーの有機物に加え，元々の土中に含まれる有機物や結晶水などが影響したためであると考えられる。例えば可燃物混入率が 6.0%，18.1% と大幅に異なる試料でも強熱減量が約 17% と同等になる場合があることから、微細な木片も含めて統一的に木片混入量を評価しうる評価法の確立が求められる。

図 12 土砂混合くずとふるい下くずの組成

図 13 可燃物混入率と強熱減量の関係
表 6 に各試料の粒子密度試験結果（N=4）を示す。いずれの試料も差異は小さく、JIS 規格に準拠した場合の粒子密度は $ 2.56 \sim 2.63 \, g/cm^{3} $ の範囲にある。一般的な砂質土の土粒子密度である $ 2.60 \sim 2.70 \, g/cm^{3} $ と比較するとやや低い値を示しているが、これは $ 2 \, mm $ ふるいを通過した微細な木くずが影響したためであると考えられる。試料全量を供した場合、密度の小さい木片の占める割合が大きくなるため、JIS 規格による測定結果と比べやや低い値を示している。

図 14 に土砂混合くずの粒径加積曲線（N=4）を示す。この結果からいずれの試料も同様の粒度を有しており、粒度幅の良い性状であることがわかる。図中の灰色着色部分は河川堤防に用いられる土木資材の適正粒度範囲 $ ^{8} $ を示したものであるが、いずれの試料もこの範囲内にあり粒度の観点からは地盤材料として適正であると判断できる。ただし分別土砂の粒子密度は密度の小さい木くず等の影響を受けることから、体積換算で粒度組成を評価する方が粒子密度の異なる材料の存在を適切に評価しうると考えられ、既存の試験法の改良も検討する必要がある。このように分別土砂は砂分主体であり粘土分が少ないため液・塑性限界はNPであり、保水力は低い。

表 6 粒子密度（单位： $ g/cm^{3} $ ）

宮古	山田	大槌
JIS 規格	2.587	2.565	2.621
全量分析法	2.573	2.522	2.575

図 14 土砂混合くずの粒径加積曲線

表7に各試料の化学特性（N=3）を示す。土砂混合くず、ふるい下くずともに$\mathrm{pH}=7.5\sim7.6$の中性域の値を示しており、10 mm オーバー、10 mm アンダーのそれぞれの$\mathrm{pH}$に差はなく粒度依存性は確認できない。有姿試料のECは200～400 mS/m程度であり、一般的な土壌が10～50 mS/m程度のECを示すことを考慮すると、海水の影響で高いことが分かる。また10 mm オーバーの粗粒分に比べ、細粒分の粒子表面に電解質がより強く収着されるため、高い値を示す傾向にあることが伺える。国土交通省より示されている表2に示したように岩手県マニュアルでは再生資材の品質基準としてECが200 mS/m以下であることを挙げており、土砂混合くず、ふるい下くずのECはやや高い。土砂混合くずの有姿試料の塩化物含有量は、0.5～3.2 mg/g程度と試料によるばらつきが大きい。投入される災害廃棄物の性状や地域性にも影響を受けると考えられるが、岩手県ガイドラインに示されている塩化物含有量の品質基準が1 mg/gであることから、試料によっては分別土砂の塩化物含有量はこの基準を超過する。ただし高度選別処理の攪乱・洗浄効果により、ふるい下くずの塩化物含有量は土砂混合くずに比べ低い値を示している。また有姿試料のTOCは0.07～0.18 mg/g-dryであり、通常の土壌と同程度であった。強熱減量が総じて高いにも関わらずTOCが高くないことから、分別土砂中の水溶性の有機炭素量は限定的であり、硫化水素ガス発生の可能性は極めて低いと考えられる。
表 7 分别土砂の化学特性結果（pH・EC・塩化物含有量・水溶性有機炭素）

土砂混合<寸	宫古地区	山田地区	大槌地区
>10mm	<10mm	有姿	>10mm	<10mm	有姿	>10mm	<10mm	有姿
pH	7.8	7.5	7.5	7.6	7.5	7.6	7.6	7.5	7.5
EC(mS/m)	260	414	394	279	306	299	180	241	239
塩化物含有量(mg/g)	2.59	3.15	3.01	0.98	1.14	1.05	0.60	0.56	0.57
水溶性有機炭素(mg/g)	0.07	0.07	0.08	0.10	0.12	0.12	0.13	0.18	0.17
ふるい下<寸	宫古地区	山田地区	大槌地区
>10mm	<10mm	有姿	>10mm	<10mm	有姿	>10mm	<10mm	有姿
pH	7.6	7.6	7.6	7.7	7.6	7.6	7.9	7.9	7.9
EC(mS/m)	326	327	323	219	251	250	229	320	297
塩化物含有量(mg/g)	1.07	0.97	0.88	0.39	0.36	0.39	1.04	1.39	1.22
水溶性有機炭素(mg/g)	0.13	0.17	0.17	0.08	0.17	0.09	0.18	0.18	0.21
久慈地区	釜石地区
>10mm	<10mm	有姿	>10mm	<10mm	有姿
pH	7.4	7.4	7.5	7.9	7.7	7.7
EC(mS/m)	341	344	344	175	201	192
塩化物含有量(mg/g)	1.53	1.50	1.27	0.18	0.13	0.15
水溶性有機炭素(mg/g)	0.16	0.17	0.17	0.14	0.14	0.14

$ ^{※}>10\ mm:10\ mm $ オーバー, <10\ mm:10\ mm アンダーの試料を意味する。

図 15 に、土砂混合くずのバイアル瓶による硫化水素発生ポテンシャルの評価結果(N=3)を示す。この結果からわかるとおり、25日経過時点での硫化水素濃度は平均で4 ppm程度と極めて低い。再生石こう等の廃棄物では最大で数千 ppm の硫化水素発生ポテンシャルを有していること $ ^{9} $ 、日本産業衛生学会における硫化水素に対する許容濃度が5 ppmであることを考慮すれば、分別土砂からの硫化水素の発生は僅かであり、環境安全性の観点からも再生利用可能と判断できる。
図 15 硫化水素濃度の経時変化

図 16 にカラム試験による各パラメータ、物質濃度の経時変化を示す。透水初期の pH は 7.7 の値であったが通水量の増加とともに pH は上昇傾向を示し、最大で 8.1 となった。EC は透水初期に 408 mS/m と大きな値を示した。その後は、16 PV まで約 230 mS/m で一定であったが、徐々に低下し、36 PV 以降は 20 mS/m 未満で推移した。カルシウムイオン濃度は EC と同様の挙動を示し、通水量 18 PV まで 547～632 mg/L の範囲で一定に推移したがその後低下し、26 PV 以降カルシウム濃度は 28～42 mg/L の範囲に収束した。ナトリウムイオンは透水初期にイオン濃度 291 mg/L と大きな値を示したが、その後濃度は急速に減少し 12 PV 以降 1 mg/L で一定となった。カリウムイオン、マグネシウムイオンは透水初期にピーク濃度が観測され、その後濃度は減少していき通水量 26 PV 以降で一定となった。硫酸イオン濃度は EC と同様に透水初期に 2276 mg/L と高い値であったが、16 PV 以降低下し、36 PV 以降 2～17 mg/L の範囲で一定となった。塩化物イオン、硝酸イオンはナトリウムイオンと同様に透水初期に大きな値であったが、急速に減少し 8 PV 以降は 1 mg/L 以下で一定に推移した。フッ素イオンはイオン濃度が透水初期から 1 mg/L で一定であったが、通水量 18 PV から増加し始め、26 PV で 3 mg/L の値で最大となった。その後は緩やかに減少した。これらより、EC の経時変化には硫酸イオンとカルシウムイオンが影響を与えており、中でも硫酸イオンが最も影響が大きいことが示唆された。また、その他のイオン類（Na⁺、K⁺, Mg²⁺、Cl⁻、NO₃⁻）はカラム試験において透水初期以外ほとんど溶出せず、EC の挙動にカルシウムイオンや硫酸イオンに比べ影響を与えないことが示唆された。また、土砂混合くずから硫酸イオンとカルシウムイオンが多量に溶出し、そのモル濃度がおよそ 1:1 の関係にあったことから、本試験で使用した試料には硫酸カルシウムを主成分とした石膏が混入していると推察された。そのため土砂混合くずは、カルシウムイオンと硫酸イオンの溶出濃度が高くなったと考えられる。カドミウムはカラム試験おいて通水量 60 PV の間で溶出は確認できなかった。銅、亜鉛濃度は透水初期に高い値を示したが通水量が増加するにつれ、元素濃度は低下する傾向を示した。その一方で、鉛、ヒ素濃度は透水初期に低濃度であったが、通水量 20 PV 以降、元素濃度は増加傾向にあった。これはカルシウムイオン、硫酸イオンが低下し始めた PV とほぼ一致している。そのため、硫酸イオンやカルシウムイオンなどの分別土内に含まれる多量なイオン類が溶出したことで、分別土内の化学平衡関係が変化し、ヒ素濃度、鉛濃度が増加したことが推察された。以上の結果から、分別土内を水が移動することによって、元素溶出挙動が変化することが明らかとなった。津波によって運搬された海底土砂中には自然的原因等で
重金属等が含まれている場合が多いことから、土木資材等で再生利用する場合には、トレーサビリティーを確保し、利用場所周辺の土壌や地下水等への影響を観測するため定期的なモニタリングを継続する必要であると言える。

図16 カラム試験における各パラメータ、物質濃度の経時変化
また宮城県気仙沼市および岩手県山田町の分別土の仮置き場を縦幅5m、横幅5m、土層の厚さ5mの体積75m³と仮定して、分別土の塩分が除去されるに要する液固比と累積通水量から塩分除去に必要な時間を予測した。その結果、表8のシミュレーション結果からわかるように、仮置き状態における各種分別土の降雨による除塩だけでは長時間を要する可能性が示唆された。

表 8 塩分の除去に要する時間のシミュレーション

発生場所	宮城県気仙沼市	岩手県山田町
種類	分別土A種	土砂混合<ず
累積浸透量(mm/y)	434	475
自然含水比(%)	10.4	18.8
乾燥密度(g/cm3)	1.25	1.01
仮置場の体積(m³)	75	75
乾燥質量(t)	94	76
塩分除去に要する液固比(L/kg)	0.6	2.3
必要な時間(年)	5.0	14.7

## b 力学特性

図17に各試料の締固め曲線（N=3）を示す。ここでは複数回の試験で得られた含水比、乾燥密度を基に2次元フーリエ級数で近似した曲線を示している。またゼロ空気間隙曲線は$\rho_{\mathrm{s}}=2.557\;\mathrm{g/cm^{3}}$を用いた。この結果から、土砂混合くずの締固め性は良好であり、明確なピークと比較的高い最大乾燥密度を示すことがわかる。最適含水比は試料に関わらず約20%であり、最大乾燥密度は1.40～1.45$\mathrm{g/cm^{3}}$程度である。一方ふるい下くずは現場によるばらつきが大きく、山田地区のように土砂混合くずと同等の最大乾燥密度を有する試料もあれば、宮古地区や釜石地区のように締固め曲線が極めてなだらかで、締固めが困難な試料も存在した。図18は2mm以上の可燃物混入率と最大乾燥密度の関係を示したものである。この結果から、木くずの粒子密度が小さいため、可燃物含有率が大きくなるほど最大乾燥密度が小さくなる傾向にあることがわかる。コーン指数はいずれも1500$\mathrm{kN/m^{2}}$以上であり、岩手県マニュアルでも規定されている400$\mathrm{kN/m^{2}}$を十分に満足している。これは木くず等の繊維分が補強材としての効果を発揮したと考えられる一方で、先端コーンが粗大な繊維分そのものを直接押し込んだために、貫入面積の増大につながり、結果として高いコーン指数を示した可能性がある。

岩手県山田町の分別土砂を用い、室内で再ふるいにより最大粒径を調整し、締固め特性の改善の可能性を図19のとおり評価した。左図の有姿試料の締固め曲線と比較すると、4.75 mm アンダーの試料は特にふるい下くずに対して締固め特性が改善していることが分かる。例えば釜石地区のふるい下くずに着目すると、有姿試料の最大乾燥密度が0.75 g/cm³程度であったのに対し、4.75 mm 通過分では1.0 g/cm³程度にまで高くなっている。一方で土砂混合くずは再ふるいにより除去される夾雑物が少なく、再ふるいによる締固め曲線の変化は小さい。

表 9 に各試料の吸水膨張比および修正 CBR（N=3）を示す。JIS 規格で規定されている 96 時間経過時点
での吸水膨張比はいずれも1.3%未満であり、品質基準の3%を十分に満足するが、一方で木片の吸水により96時間では膨張は収束しておらず膨張を続けていたことから、最大膨張量を評価するためにはより長期的な試験が必要といえる。修正 CBR はいずれも6.9～16.0%の範囲にあり、特に $ D_{c}=95\% $ で締固めを行った場合には路床材として必要な強度を確保できることから、地盤材料としての利用可能性が示された。

図 17 分別土砂の締固め曲線

図 18 可燃物含有率と $ \rho_{dmax} $ の関係

含水比 (%)

図 19 再ふるいによる締固め特性の改善効果
表 9 吸水膨胀比及び修正 CBR（単位：%）

土砂混合<〡	ふるい下<〡
宫古地区	山田地区	大槌地区	宫古地区	山田地区	大槌地区	野田地区	釜石地区
膨張比(96h)	92回	0.72	1.09	0.97	0.92	0.45	0.29	0.85	0.56
42回	0.81	1.23	0.71	1.02	0.62	0.24	0.86	0.58
17回	1.20	1.09	0.90	0.97	0.57	0.44	0.84	0.63
修正	90%	9.0	9.3	6.9	7.5	7.3	9.6	6.4	7.3
CBR	95%	16.0	16.0	13.6	10.1	10.4	11.3	8.8	9.9

圧縮特性の評価に使用した宮城県石巻ブロックのふるい下土砂、5 mmふるい下、3 mmふるい下の試料の外観を写真7に示す。室内で5 mm、3 mmのふるい径で行った選別により粗大な木片は除去されているものの、5 mmふるい下、3 mmふるい下にも細かい木片等の有機物が残存している。ふるい下土砂は最大粒径が30 mmであるため、通常の圧密試験容器（直径6 cm×高さ2 cm）では試験が行えないことから、新しく直径10 cm×高さ8 cmの圧密セルを作製して試験を行った。他の試料に関しては、通常の圧密試験容器（直径6 cm×高さ2 cm）で試験を行った。試料には有機物が混入していることから、乾燥状態と湿潤状態における圧縮性の違いを評価するため、風乾試料を圧密、除荷した後、水を加えて飽和させ、通常の圧密、除荷、再圧密を行った。原土の圧密降伏応力はとりわけ小さく、圧密降伏応力は乾燥状態で28 kPa、湿潤状態で62 kPaであった。これは、原土内に含まれる大型の有機物に局所的に応力が加わり、小さな圧密応力でも変形が進行しているからである。一方で、5 mmふるい下と3 mmふるい下では、圧密降伏応力は乾燥状態、湿潤状態ともに150 kPa程度で再選別前のふるい下土砂に比べると大きくなっている。これは、試料に含まれる有機物の粒径がふるいによって均質化されることによって、有機物に局所的な応力が加わらず、有機物および土粒子に加わる圧密応力が平準化していることによる。湿潤試料の圧縮指数は、いずれの試料も大きな違いは無く0.35～0.45の範囲にあった。

各試料の圧縮曲線を図20に示す。原土の圧密降伏応力だけが小さいため、157 kPaまでの圧密降伏応力の範囲でも大きく沈下しており，間隙比の変化は約0.45である。5 mmふるい下、3 mmふるい下は圧密降伏応力が150 kPa付近にあるため、157 kPaの圧密応力の範囲ではそれほど大きな沈下は生じず、間隙比の変化は約0.18であった。再ふるいを行った試料の結果を見ると、各試料とも圧密降伏応力を超えると沈下が大きくなっている。湿潤圧密開始から再圧密後までの間隙比の変化量は、5 mmふるい下で約0.44、3 mmふるい下で約0.40である。157 kPaまでの圧密応力の場合には、除荷前と再圧密後の間隙比が異なっているが、1256 kPaの圧密応力の場合には除荷前と再圧密後の間隙比が等しくなっていることから、試料中の有機物等の圧縮が完了しているものと推察される。
写真７ 圧縮特性の評価に使用した試料

図 20 ふるい下土砂の圧縮特性
現場で排出される分別土砂は15 mm あるいは20 mm のふるい通過分であり、粗大な木片を多く含むことから、有姿試料のせん断特性を評価するため、写真8に示す直径200 mm、高さ100 mm の供試体寸法でせん断可能な大型一面せん断装置を新たに作製した。この装置を用い、木くず混入試料と木くず除去試料の差異に着目して一面せん断試験により強度変形特性を評価した結果、表10に示す強度定数を得た。試料A、B、Cはいずれも分別土A種であり、最大粒径が19 mm、26.5 mm、37.5 mm となるようふるい選別されている。個別には図21に示すとおりであり、せん断応力τ〜せん断変位δの関係（a図）からいずれの試料もせん断変位δ=0〜10 mm のせん断初期段階において、せん断応力τは木くず混入試料よりも木くず除去試料の方が大きく、木くず除去により初期の剛性が大きくなる傾向が見られた。木くず除去により供試体の密度が高くなることが主な原因であると考えられる。垂直変位ΔH〜せん断変位δの関係（b図）から、木くず混入試料と木くず除去試料とも垂直応力が小さい試験（$\sigma=50\ \mathrm{kN/m^{2}}$）では、せん断初期で収縮し、その後膨張する正のダイレイタンシーが明瞭に現れる。これに対し、垂直応力が大きい場合には（$\sigma=100$、150 kN/m²）、せん断初期に体積収縮が進み、せん断変位が大きくなっても膨張傾向を示さなくなる。この状況から、木くず除去によって土粒子間の接触、かみ合わせがよく働くようになり、正のダイレイタンシーが大きくなる傾向が現れると考えられる。せん断応力τ〜垂直応力σの応力経路（c図）から、木くずを除去することによる応力経路の大きな変化はみられない。なお、応力経路に示す垂直応力は、せん断面に発生する垂直応力として上側（載荷側）と下側（反力側）の平均値とした。この平均値は下側の垂直応力よりも大きな値になる。これは、せん断初期段階では供試体が圧縮して周面摩擦が上向きに働くためである。

写真 8 大型一面せん断試験装置

表 10 分别土の強度定数

試料強度	A	B	C
混入	除去	混入	除去	混入	除去
c(kN/m²)	37.0	49.6	51.7	46.8	64.2	63.7
φ(°)	43.3	42.00	46.3	46.1	46.8	49.4
a) せん断応力〜せん断変位の関係

a) せん断応力〜せん断変位の関係

b) 垂直変位～せん断変位の関係

b) 垂直変位～せん断変位の関係

c) せん断応力～垂直応力の応力経路

c) せん断応力～垂直応力の応力経路

図 21 一面せん断試験結果：(左) $ D_{max} $ : 37.5 mm、(右) $ D_{max} $ : 26.5 mm

次に、木片混じり土に含まれる木片の腐朽による力学特性の変化を把握するため、木材腐朽菌の添加により長期挙動を評価した。

初めに木片混じり土を滅菌処理し、木材腐朽菌など様々な菌のない木片混じり土の一軸圧縮試験を実施
した。分別土の9.5 mm通過試料に災害廃棄物由来の木片を4.0%添加した試料を用い、締固め試験結果に基づき最適含水比、締固め度が100%となるよう供試体を作製した。供試体寸法は直径5 cm×高さ10 cmの円筒供試体である。試験方法は以下の通りである。

1) 締固め度 100%で作製した供試体に対し、オートクレーブを用いて供試体表面、内部や供試体を入れる培養瓶を高温高压（120℃、20分間）で滅菌処理を行った。

2) その後、空気中から他の菌が供試体につかないようにするために、クリーンベンチ（写真 9）内で木材腐朽菌（カワラタケ）を接種した。今回の菌の接種の方法として、菌体を供試体上端にのせ（写真 10）、供試体内部まで菌が成長するように室温 26 ℃ 一定に保った培養室内で放置した。放置期間としては、2、5、10、11、13 か月とした。

3) 所定の放置期間が経ったら供試体を培養室から取り出し、表面を観察して、一軸圧縮試験を行い、腐朽菌を接種した供試体の一軸圧縮強さを確認した。

図22に各腐朽期間における一軸圧縮試験の結果（(a)一軸圧縮強さ $ q_{u} $ ～腐朽期間、(b)含水比w～腐朽期間）を示す。本試験は、腐朽期間ごとに一軸圧縮試験を行うことから、図22に示す腐朽期間ごとの一軸圧縮強さのプロットは、それぞれ違う供試体となっている。供試体作製にはなるべく均質になるよう、四分法による材料採取、締固め層厚ごとの土重量計測、層厚が等しくなるようにモールド内に高さ3等分線をつけたりした。そして、各腐朽期間における一軸圧縮強さは、目標締固め度と最適含水比に最も近いものを代表値として示す。図22から腐朽期間に応じた木片混じり土の一軸圧縮強さ $ q_{u} $ を比較する。(b)に示すように5、10、11ヶ月は低い含水比の供試体となっている。(a)に示すように、含水比が低いほど、一軸圧縮強さ $ q_{u} $ は増加している。13ヶ月後には初期含水比とほぼ等しい含水比となっており、やはり、それに応じて一軸圧縮強さ $ q_{u} $ も初期の $ q_{u} $ とほぼ同じ値を示している。すなわち、木片の腐朽菌を除去した木片混じり締固め供試体は、供試体周り（今回は供試体上部）に木材腐朽菌が接種され、さらに腐朽菌の進行を促進する環境下であっても、含水比が等しければ、その一軸圧縮強さは変化しない。

木材腐朽菌の進行について詳しく見るために、腐朽期間に応じた供試体表面の観察結果を示す。写真11、写真12にそれぞれ腐朽2か月、腐朽13か月の腐朽菌の進行状況を示す。腐朽2か月と腐朽13か月の供試体上端において菌糸の広がりが十分見られ、腐朽が進行していることがわかる。一方で写真13に示すように一軸圧縮試験後の供試体の内部も菌糸の広がりが確認できない。木片混じり土内を滅菌し適切な締固め度にすることにより、外部からの菌糸は内部へ進行せず一軸圧縮強さも変化しなかったと考えられる。

写真9 クリーンベンチ

写真 10 木材腐朽菌の接種
図 22 腐朽期間による一軸圧縮強さの変化

写真11 腐朽期間2ヶ月

写真 12 腐朽期間 13 カ月

写真 13 供試体中部

木片混じり土内部に木片があっても木材腐朽菌などのない状態で締固めると、腐朽菌は供試体内に侵入することができないことがわかった。そこで建材廃棄物由来の木片に木材腐朽菌を接種し1ヶ月腐朽させた木片を、現場採取した岩手県の分別土砂の9.5mm通過試料に混合した。この試料を用い、直径5cm×高さ10cmの鋳鉄製のモールドに密詰め（締固め度90～95%、12本）、緩詰め（締固め度85%前後、8本）となるよう供試体を作製した。その後、腐薬土内に供試体を埋め木片の腐朽を更に促進させた上で、1、3、4ヶ月経過後に掘り起し一軸圧縮試験を実施した。

図 23 に一軸圧縮試験で得られた一軸圧縮強さと腐朽期間の関係を示す。この結果から、腐朽期間によって各供試体の一軸圧縮強さの推移はあるものの、いずれの腐朽期間においても一軸圧縮強さが密詰めの供試体が 40~75 kPa の範囲に、緩詰めの供試体が 15~45 kPa の範囲に分布している。このことから、本研究で実施した試験期間内では、締固め度によらず木材の腐朽が一軸圧縮強さに与える影響は大きくないことが分かる。
(a) 密詰め供試体

(b) 緩詰め供試体

図 23 腐朽期間による一軸圧縮強さの変化

## c 植栽基盤への利用可能性

分別土砂への木片の混入は地盤材料としては不利であるが、植栽土壌としては土壌に空隙を作り有利に働く可能性も考えられることから、プランターを用いた植害試験を行った。本研究では、生長が速い菓物作物であるコマツナと、耐塩性の高いホウレンソウを基準植物とし、栽培環境の生育状況への影響を把握した。直径10.5 cmポットに、ふるい下くず、まさ土、タキイ育苗培土（市販培養土）を0.4 L入れ播種し、コマツナは30日後に植物体地上部生体重，最大葉の葉長，葉数，最大葉の葉身の緑色度（SPAD計を用いて測定）を、ホウレンソウは70日後に植物体地上部生体重，最大葉の葉長，葉数を測定した。

コマツナの生育試験では、写真14に示すようにふるい下くずはまさ土よりも地上部生体重や最大葉葉長の値は大きかったが、SPADの値が低く葉の緑色が薄かった。市販の育苗用培養土と比較すると、ふるい下くずは生体重が1/4～1/5、最大葉の葉長は約2/3、展開葉数も約3枚少なく生育が劣ったが、植物体の形態は正常であった。ホウレンソウの生育試験の結果は写真15に示すとおりであり、コマツナと同様にふるい下くずではまさ土よりも地上部生体重や最大葉葉長が大きかったものの、市販の育苗用培養土と比較すると、震災復興資材は生体重が約1/3、最大葉の葉長は約2/3、展開葉数は約1/2でコマツナと同様に生育がかなり劣った。

これらの結果から、分別土を植栽基盤に用いた場合、他の一般的な培養土と比較すると生育が抑制されるものの、清浄土との混合や塩分の溶脱促進によって塩分濃度を低減すれば植栽土壌として利用可能であると言える。

写真 14 コマツナの生育状況（左から、市販培養土、まさ土、ふるい下くず）
写真 15 ホウレンソウの生育状況（左から、市販培養土、まさ土、ふるい下くず）

## d 分别土砂の特性評価のための試験法の提案

## ＜分別土砂に残存する木片量の評価＞

分別土砂に残存する木片量によって材料特性が左右されるため、現場での品質管理にも適用できる分別土中の木くず含有量の評価手法を確立することは重要である。地盤工学の分野ではJIS A 1226:2009による750℃での強熱減量試験が土の有機物含有量の指標とされているが、この試験法では有機物以外の揮発や対象粒径等の分別土砂固有の事項が考慮できず、木くず含有量評価には適していない。その他にも表11に示すように様々な分野でそれぞれの目的に応じて強熱減量が定義されているものの、いずれも木片等の有機物量のみを評価することには不適である。本研究では、市販のヒノキ木材をニューパワーミル(PM-2005)で粉砕したものを2 mm以下と2～4.75 mmに分級し、宮城県気仙沼ブロックの分別土砂から2 mm以上の木片を取り除いた母材に、乾燥質量比で3%、5%となるよう木くずを添加して模擬分別土を作製した。強熱温度は350℃で一定とし、1、3、6、12、24時間の強熱時間、2 gと30 gの試料量、粉砕の有無の各要因が試験結果に及ぼす影響を評価した。本研究では、ある強熱条件において木くずが程度燃焼したか表す指標として、図24に示す「強熱減量補正值」を新たに定義した。強熱減量補正值とは添加した木くずの強熱による減少質量を模擬分別土全体の乾燥質量で除した値であり、この値が木くず添加率（3%または5%）に近いほど測定精度が高いと判断できる。厳密には添加した木くずと母材に含まれる木くずの特性が異なり、かつ母材には木くず以外の揮発性成分の存在が考えられるが、同時間、同温度で強熱すれば両者の燃焼率は等しいと仮定している。

図25に強熱時間と粉砕の有無と強熱減量値補正值の関係を示す。強熱時間が1時間あるいは3時間の場合、木くず添加率に関わらず強熱減量補正值が木くず添加率に達しておらず、木くずの燃焼が不十分であると考えられる。一方、強熱時間が6時間以上となると、強熱減量補正值が木くず添加率に近づき、強熱時間12時間以上では大きく増加しない傾向にあることから、木くずが十分に燃焼している可能性が高い。木くず添加率5%、強熱時間24時間では強熱減量補正值が木くず燃焼率に達していないが、12時間の強熱で5%に達していることから、母材に残存する細かい木くず量の不均質性によると考えられる。次に試料粉砕の有無に着目すると、試料を粉砕した場合には1時間や3時間の短時間の強熱で強熱減量補正值が添加した木片量に近づいており、粉砕しない場合よりも短時間で木くずが十分に燃焼していると考えられる。これは粉砕することで木くずの比表面積が大きくなり燃焼効率が上がったためであると考えられる。これらの結果から、有姿試料を用いる場合、350℃の強熱温度であれば強熱時間を12時間確保することで、木くずの大きさに関わらず含有量を評価できること、前処理として試料を粉砕してから強熱減量試験を行うこと
とで、木くずの燃焼時間を3時間程度に短縮しうること、試料量を30 g確保することで測定精度が大きく向上すること、等が明らかとなった。

表 11 各強熱減量の考え方 $ ^{12)} $

分野と規格	分析方法と目的
地盤工学
(JIS A 1226)	750±50℃で1時間強熱。主に土壤中の揮発成分（有機物と結晶水，結合水が対象）を測定することが目的。
セメント	975±25℃で強熱。高炉セメントの場合は700±25℃。不純物含有量（クリンカーや水和物等からの脱水，石灰石の脱炭酸，石こう結晶水の脱水が主な要因で最大4.78%の減量値）を測定することが目的。
廃棄物
(環整95号)	600±25℃で3時間強熱。名称は「熱しゃく減量」。焼却残さの燃え残りを評価することが目的。埋立基準は熱しゃく減量15%。平成10年の環境庁告示第34号にて工作物の新築，解体由来の安定型産業廃棄物の埋立基準5%の方法としても利用。
工業廃水
(JIS K 0102)	600±25℃で30分間強熱。名称は「強熱残留物」。工業排水中の強熱による非揮発性残留物量（無機物）を測定することが目的。
VS (Volatile Solid)	550℃で15～30分強熱。諸外国における一例。

$$ (m_{s}^{^{\prime}}+m_{w o}^{^{\prime}})/(m_{s}+m_{w o}) $$

$$ :m_{wo}^{\prime}/\left(m_{s}+m_{wo}\right) $$

図 24 強熱減量補正值の概念図
図 25 強熱時間、粉砕の影響（試料量 2 g）

## <含水比测定方法>

「土の含水比試験方法（JIS A 1203:2009）」では乾燥炉を用いて試料を110±5℃、24時間乾燥させることとしている。試験に供する試料量は粒径に応じて異なっており、分別土砂が20 mmふるい通過分であることを考慮すれば、300 g程度を用いる必要があると判断できる。本研究では表12に示す複数の試料量で含水比測定を行い、JIS規格に規定される試料量の妥当性を検討した。また地盤工学会基準では別に「電子レンジを用いた含水比試験方法（JGS 0122-2009，以下電子レンジ法）」を定めているが、燃焼が懸念される有機質土や金属鉱物が析出している土は対象外とされており、鉄片などを混入させないよう、試験前に良く確かめ、取り除くことが留意事項として挙げられる。現場での簡易な含水比試験方法としては電子レンジ法は有用であることから、この適用性についても検証した。

図 26 に試験に供した試料量と炉乾燥により測定した含水比の関係を示す。グラフでは、試験に供した5試料の平均値を代表値としてプロットするとともに、各試料の最大値、最小値を併せて示している。この結果から、総じて試験に供する試料量を多く取るほど測定結果のばらつきは小さくなっていることがわかる。試料量が50 gの場合では試料に関わらずばらつきが極めて大きく、最大で11.4%もの差異が生じた。この結果から、分別土のように不均質な試料を対象とする場合には供試試料量は極めて重要な因子であり、JIS規格で規定されている300 gは測定精度を確保するために必要であると言える。図27にJIS規格の炉乾燥法（試料量300 g）及び電子レンジ法（試料量50 g）による含水比測定結果を示す。電子レンジ法では金属等の不燃系夾雑物を磁選により取り除いて含水比を測定したが、恒温乾燥炉の試験結果と同程度の含水比を示している。また測定値のばらつき（最大値と最小値の差異）も相対的に小さく再現性が高いことから、電子レンジ法の有効性が確認できた。
表 12 乾燥炉を用いた実験条件

炉乾燥条件	試料量
110℃, 24時間 (JIS)	50 g
電子レンジ法 (JGS)	100 g
150 g
300 g

図 26 試料量が測定結果に及ぼす影響

図 27 電子レンジ法と炉乾燥による測定結果の比較

## <粒子密度、粒度分布>

土質試験法において粒径加積曲線は通過質量百分率で表示されているが、これは土粒子密度が一定で粒径によって変化しないという前提である。図28に、分別土砂を構成する土粒子と木粒子の各粒子密度と粒径の関係を示す。この図から、土粒子単体では各ふるいでの密度はほぼ一定であるのに対し、木粒子単体は粒径が大きくなるにつれて密度が小さくなることが分かる。図29は岩手県で採取した分別土A種の粒径加
積曲線であるが、粒子密度の粒径依存性を考慮した体積百分率では、一般的な質量百分率と乖離していることが明らかであり、分別土のような粒子密度の異なる混合材料の各指標を評価する場合には、体積換算による評価の方が実態を正確に表しうることを示唆している。

図 28 分別土 A 種を構成する土粒子と木粒子の密度の粒度依存性

図 29 質量と体積で表現した分別土 A 種の粒径加積曲線

## 2 ）現場試験の結果と考察

## a 試験盛土による動態観測結果

## ＜分別土Ａ種とＢ種を用いた盛土の安定性＞

岩手県山田町試験盛土の築造が終了した後、天端で2カ所、法面部で2カ所ずつ現場密度試験を実施した。現場密度は「砂置換法による土の密度試験方法（JISA1214）」と「RI計器による土の密度試験方法（JGS1215）」と同様です。
1614-2003）」の両方を実施した。測定結果を表13に示す。砂置換法とRI法の差は小さく、分別土に対しては、どちらの方法で現場密度を測定しても問題ないと考えられる。また天端に比較すると法面部の方が密度が高いが、2×8mという狭い天場におけるローラー転圧よりも、法面バケットを用いた整形の方が実施しやすかったことが原因と思われる。分別土A種の乾燥密度の方がB種よりも大きいが、A種の締固め度（ $ D_{c} $ ）が81.6%以上であるのに対し、B種は90.8%以上であり、締固め度としてはB種の方が大きな値となった。

表 13 現場密度試験結果と締固め度

$ \eta $ -下	位置	砂置撥法	RI法
$ \rho_{t} $ g/cm $ ^{3} $	$ \rho_{d} $ g/cm $ ^{3} $	w %	D $ _{c} $ %	$ \rho_{t} $ g/cm $ ^{3} $	$ \rho_{d} $ g/cm $ ^{3} $	w %	D $ _{c} $ %
A種	天端	1.815	1.548	17.2	87.4	1.802	1.547	16.5	87.3
1.733	1.483	16.9	83.7	1.706	1.455	17.2	82.1
法面	1.921	1.655	16.1	93.4	1.959	1.674	17.0	94.5
1.701	1.445	17.7	81.6	1.716	1.450	18.3	81.8
B種	天端	1.691	1.350	25.3	93.4	1.683	1.312	28.3	90.8
1.768	1.421	24.4	98.3	1.767	1.396	26.6	96.6
法面	1.799	1.411	27.6	97.7	1.817	1.419	28.1	98.2
1.801	1.403	28.4	97.1	1.786	1.347	32.7	93.2

天端に設置した測量杭、ならびに試験盛土内に設置した沈下板を用いた変位の測量結果を図30に示す。水平変位（XY変位）については測量杭を用いた結果を、沈下量（Z変位）については測量杭と沈下板を用いた結果を示している。なお、水平変位については設置から約1年後（358日後）の値のみを示している。水平変位の図中(a)と(b)を見ると、分別土A種、B種共に北東もしくは東方向に移動していることが確認できる。試験盛土の東は海側となるが、基準点を盛土から数メートル離れた基盤に設置していることから、地盤自体が移動したのではなく、試験盛土が変形したと考えられる。天端法肩の水平方向への移動は1年間で数mm～十数mm程度に収まっており、実用上、問題の無い範囲であると想定される。図中(c)と(d)の沈下量をみると、分別土B種の場合、1年間で40mm程度、A種では50mm程度の沈下量となっていることが確認できる。層別の沈下が分かるように設置した沈下板では、基盤面から高さ2m（天端から深さ1m）の位置での沈下量は天端のそれよりもやや小さい程度であり、高さ1m（天端から深さ2m）の沈下量はB種で20mm程度、A種では10mm以下となっていた。天端での最大ひずみ（$\varepsilon_{\mathrm{max}}$）はA種で1.6%、B種で1.3%程度であった。また、経過日数に対する沈下量の举動をみると、B種は沈下曲線の傾きが緩くなってきており沈下速度がやや落ちてきているように見えるが、A種の沈下は直線的であり、沈下が長期に及ぶ可能性が伺える。B種は混合廃棄物由来であり、A種は津波堆積物由来であるため、B種の方が沈下するように想像していたが、結果的にはA種の方が沈下がやや大きく、かつ沈下が長期にわたって継続する傾向が確認された。これは、初期の締固め度の影響もあると考えられる。

気温と試験盛土内の温度変化を図31に示す。北側と南側の測点1と2では概ね同じ値となっており、深さ0.5mよりも深さ1.0mの温度変化がやや遅れているが、これは分別土砂の熱伝導率によって時間遅れが生じたことが原因である。分別土A種とB種での違いもほとんどなく、同様の変化となっていることも確
認される。有機物の多い廃棄物等を高さ3 m程度で堆積すると、発熱が生じて気温変化とは異なる温度変化となるが、分別土を堆積させてもそのような発熱は確認されず、気温を追随する形で温度が変化している。分別土には有機物が多く含まれると言われているが、このような温度変化をみる限り、分別土A種、B種共に発熱を伴うような易分解性の有機物を多く含んでいるとは言えない結果となった。

(a) A種のXY変位(358日後)

(b) B種のXY変位(358日後)

(c) A種の層別沈下量(単位:mm)

(d) B種の層別沈下量(単位:mm)

図 30 山田町の試験盛土の XY 变位と沈下量（Z 变位）の測定結果
(a) 分别土 A 種

(b) 分别土 B 種

図 31 盛土の内部温度と外気温の変化

試験盛土内に設置した転倒桜雨量計によって測定された浸透水量と近傍に設置した転倒桜雨量計による降雨量の結果を図32に示す。経過日数100日前後にまとまった雨が降っており、浸透水量もそれに合わせてカウントされている。ただし、分別土A種のA1とA2を比較すると、その浸透水量は大きく異なっており、かつ、A1では降雨量よりも大きな浸透水量が記録される等、測定結果は信頼性に欠ける結果となっている。この傾向はB1でも同様であり、100日前後の降雨量よりも浸透水量が多い。しかしながら300日前後の降雨時には浸透水量がほとんど記録されていない結果となった。200日前後では降雨が発生していないものの、浸透水量が増加しているが、これは雪解け等の影響と考えられる。これらの結果から、浸透水は確かに存在しているが、定量的な観測には至らず、浸透水量計自体、もしくは測定方法に更なる改善が必要であることがわかった。

試験盛土に設置した浸透水集水枠で集められた浸透水は、不定期にサンプリングし水質を分析した。水質の内、生活環境項目について得られた結果を表14に示す。水温とORPは浸透水を採取後、現地で測定した値であり、それ以外は持ち帰り後に分析を行った結果である。また、342日後の試料に対しては、水道水検査等において難分解性溶存有機物(腐植質等)の指標として用いられる紫外部(260nm)の吸光度(E260)についても追加分析した。土壤由来の腐食物質が増加するとE260とTOCの比も増加する傾向が報告されており $ ^{13} $ 、分別土における溶存有機物の指標として適している可能性があったため採用した。

分別土 A 種の ORP はプラス側であるが、B 種については初期からマイナス側であり、やや嫌気的な状況となっていることが確認できる。A 種、B 種共に、時間が経過するにしたがって ORP は減少しており、A 種の約半分は 1 年経過後にマイナスとなっている。ただし、ORP については採水頻度等も影響することから、盛土内の全てが嫌気的に変化したとは断言しにくい状況である。

pH は初期に中性から弱アルカリ性であったものが、時間とともに弱酸性側に移行しており、A 種よりも B 種の方がやや小さい pH となる傾向が観察される。電気伝導率（EC）には大きな違いは無く、概ね 800～1000 mS/m の範囲で変動しており、時間と共に減少傾向にあることが確認できるが、その変化は緩慢であるといえる。

生物化学的酸素要求量（BOD）については、総じて低く、易分解性の有機物の溶出は、A 種、B 種共に少ないと思われるが、A 種では BOD が微増している傾向も確認されている。化学的酸素要求量（COD）につ
いては、A 種と B 種で明確な差があり、B 種の方が A 種に比較して数倍大きな値となっている。ORP が低いのも、この COD 成分が影響していると考えられる。全有機炭素（TOC）も同様の傾向となっており、A 種に比較すると B 種が数倍大きな値となっている。TOC 成分の具体までは特定できていないが、BOD が低く、COD、TOC が高いことから、難分解性の有機物が多いと推測される。

次いで、有機汚濁成分の指標として、BOD/COD、E260/TOCについて評価した。図33(a)と(b)に各測点における計算値を示す。また、BOD/CODとE260/TOCの関係を図中(c)に示す。なお、本来であればTOCではなくてろ過後のDOCを用いるべきであるが、本分析ではろ過を実施していないのでTOCを用いた。廃棄物という観点で考えると、易分解性と難分解性有機物の指標としてBOD/CODが用いられることが多いが、試験盛土浸透水のBOD/CODは0.1以下であり易分解性有機物量は極めて少ない状況であることがわかる。E260/TOCの値は分別土A種で12～27程度であり、A1～A4に比較してA5とA6が大きな値となっている。これは、A1～4は法面部の下部の基盤層に設置しているが、A5～6は天端の下部の基盤層に設置しているため、分別土の層厚が異なっていることが原因と考えられる。分別土B種のE260/TOCについては、A種に比較すると総じて大きな値となっている。ただし、B6についてはA種よりも低い結果となり、分別土A種とは異なる举動も確認されている。E260/TOCに明確な基準値はないが、長野県の湖沼水のE260/DOCの値は11～38程度と報告されており $ ^{14} $ 、大阪市の河川水域では12～18程度であることから $ ^{15} $ 、A種の浸透水は河川水域とほぼ同等、B種の浸透水は湖沼水とほぼ同等の汚濁指標といえる。

BOD/COD の指標を用いる場合、BOD 試験には少なくとも 5 日間を要することから、災害時における有機物指標としては適していないと考えられる。そこで、E260/TOC を有機汚濁の大体指標として用いる可能性について検討した。図 33(c) をみると、BOD/COD の増加と共に E260/TOC が減少している傾向が確認できる。線形で近似すると BOD/COD が増加したときに E260/TOC の値が負になることから、ここでは累乗近似とした。E260/TOC が減少することは水質が改善される方向であるが、BOD/COD が増加するのは水質が悪化している指標になることから、この関係は辻稜が合っていない。BOD/COD は易分解性有機物量を測る指標であるが、E260/TOC は難分解性有機物の指標であるため、BOD/COD が 0.1 以下のような汚濁成分の少ない環境下では、両者に明確な相関が無い可能性もある。そのため、E260/TOC を BOD/COD の代替指標としてでは無く、有機汚濁成分の指標として E260/TOC そのものの値を用いる方が無難な気がしている。

各試験盛土に設置した3本のガス採取管から採取された土壌ガスの組成を表15に示す。酸素濃度はいずれの分別土においても大気に近い値となっている。“B中”の初期数十日は酸素が消費されていることが伺えるが、その後に大気濃度にほぼ等しくなっていることから、酸素消費速度がかなり低減したと推察される。窒素も同様であり、ほぼ大気と同値となっている。二酸化炭素は大気よりも高く、酸素濃度が明確に低下するような発熱を伴う速度ではないものの、好気性分解による微生物反応が進行していることが伺える。ただし、ガスフラックスを測定していないため、この二酸化炭素が分別土中に停滞しているのか、常にこの濃度になるようなガスが発生しているかは、濃度の検証だけでは明らかにすることができなかった。ただし、酸素濃度が大きく減少していないことから、活発な微生物活動が無いことは確認できる。
図 32 分别土層内への浸透水量と日降雨量の関係
表 14 浸透水の水質分析結果

項目	日数	A1	A2	A3	A4	A5	A6	B1	B2	B3	B4	B5	B6
水温(℃)	82	5.0	5.5	6.2	5.0	8.1	6.0	5.0	5.5	8.0	6.0	-	9.7
124	-	7.0	7.5	7.0	7.8	7.6	-	6.6	7.5	6.8	-	7.8
342	19.1	19.5	20.2	19.4	19.9	20.2	19.8	20.7	20.8	20.0	-	20.5
ORP(mV)	82	133	157	147	150	123	120	-100	-100	-82	-82	-	-91
124	-	146	157	149	110	109	-	-116	-117	-124	-	-118
342	-35	5	154	5	-133	-94	-130	-158	-148	-137	-	-103
pH(-)	82	7.2	7.2	7.3	7.3	7.9	7.8	7.0	7.1	7.1	6.9	-	7.0
124	-	7.1	7.1	7.1	6.9	6.6	-	7.2	6.8	7.0	-	7.0
342	6.7	6.7	6.7	6.7	6.8	6.7	6.8	6.7	6.7	6.9	-	7.2
EC(mS/m)	82	880	860	890	880	840	790	930	990	1000	980	-	930
124	-	760	940	890	980	1000	-	1000	1000	980	-	1000
342	660	780	740	670	830	790	780	690	760	750	-	750
BOD(mg/L)	82	2.8	-	-	0.9	2.2	2.1	4.9	4.8	7.0	5.3	-	7.4
124	-	-	-	-	0.6	1.2	-	-	1.8	7.6	-	13
342	6.0	2.1	1.9	3.1	2.9	2.5	3.4	4.0	2.6	5.4	-	-
COD(mg/L)	82	33	31	33	32	54	54	150	160	170	150	-	170
124	-	23	28	26	29	30	-	140	100	240	-	490
342	71	46	33	36	74	49	130	130	100	210	-	120
T-N(mg/L)	82	95	93	91	100	36	18	14	13	13	13	-	15
124	-	51	66	70	52	54	-	15	9	17	-	30
342	3	6	2	7	7	14	17	18	17	17	-	15
TOC(mg/L)	82	39	38	36	45	54	55	110	130	140	120	-	100
124	-	19	24	21	24	23	-	85	62	110	-	180
342	40	44	33	36	50	39	68	55	60	60	-	71
E260(mAbs)	342	502	648	551	574	1273	1085	2709	2045	2039	2027	-	1284

(a)

(b)

図 33 浸透水の有機汚濁成分の評価

(c)
表 15 土壌ガスの分析結果

項目	日数	A北	A中	A南	B北	B中	B南
酸素(%)	82	19	18	20	17	14	20
90	20	18	20	18	14	21
104	19	18	20	18	19	17
124	20	20	20	19	21	19
342	20	18	20	17	20	19
二酸化炭素(%)	82	1.3	1.9	0.6	1.8	1.0	0.4
90	1.0	2.0	0.7	2.0	1.3	0.4
104	1.3	1.9	0.7	1.5	0.5	1.4
124	0.4	0.3	0.8	1.6	0.2	1.0
342	0.4	1.8	0.9	3.1	1.0	3.3
窒素(%)	82	80	80	78	80	85	79
90	79	80	79	81	85	78
104	79	79	79	79	79	81
124	78	78	79	78	79	80
342	78	79	78	79	79	79

## ＜改質材が盛土の安定性に及ぼす影響＞

一般土工における転圧の標準仕様（撤出し：7 t 級ブルドーザーによる敷均し、転圧：10 t 級タイヤローラー、仕上がり厚：30 cm、転圧回数：4～8 回）により現地盛立試験を行い施工性の確認を行った。図34は、撒き出し厚（ $ t_{0} $ ）と仕上がり厚（ $ t_{1} $ ）の関係の一例としてTDとTSの試験結果を示したものである。他の材料も同様な傾向を示しており、 $ t_{0} $ と $ t_{1} $ の関係から $ t_{0} $ を35～39 cmで行えば、 $ t_{1} $ は30 cm以下となることが確認された。図35は、TDとTSにおける締固め曲線と現場転圧密度の関係を示したものである。TDの自然含水比はD値90%の湿潤側( $ D_{90W_{wet}} $ )の含水比状態にあるが、鋼製スラグを混合することにより最適含水比( $ w_{opt} $ )状態に改良される。TR、TC材料も同様な結果を得ているが、TPは固化反応によりさらに含水比が低下して乾燥した状態となり十分な締固め効果が得られなかった。その他の材料は、図36に示すとおり一般土工の品質管理で規定されるD値90%の密度を4回の転圧で満足する結果が得られた。現場CBRと室内CBRの関係は、図37に示すようにTPを除き、室内CBRと現場CBRはほぼ一致しており一般的な土の特性（室内CBR=0.5～1.5×現場CBR）と類似した傾向にある。
図 34 撒き出し厚と仕上がり厚の関係（TD、TS）

図 35 締固め曲線と場転圧密度の関係（TD、TS）

図 36 転圧回数（N）と締固め度（D値）の関係
図 37 現場 CBR と 室内 CBR の関係

バックホウのバケットによる軽度な土羽打ち法面（東面）と入念な土羽打ち法面（北面）において40cm×40cmの観測面を設定し、土壌硬度を中山式硬度計により測定した。図38は土壌硬度の経時変化を整理したものであり、試験盛土の近傍の気象庁宮城県気仙沼観測所の水文データ（気温・降雨量）を併記している。モニタリング期間の累積降雨は、約1,400mm、1月初旬より3月中旬の最低気温は0℃以下となる日が続き、盛土表面では凍上が生じていたことが予測される。港湾緑地の植生設計・施工マニュアル $ ^{16)} $ によれば、中山式硬度計による土壌硬度を指標とし、植生の活着の目安値を土壌硬度23以下としている。今回の試験盛土においては入念な土羽打ちを行った場合においても凍上や乾湿の繰り返しにより盛土表面の土壌硬度は23程度となっており盛土構築当初は植生の活着が認められなかった。一方、軽度な土羽打ち法面の土壌硬度は、整形時より目安値の23以下でありその後の土壌硬度の低下は顕著でなく、次項で示すように法面には植生が活着する結果となっている。写真16は、平成26年10月7日に行ったTR盛土の土壌硬度測定状況を示したものであり、植生の活着の相違および累積降雨約1,400mm/年に曝されても、ガリー浸食が生じていないことが観察された。

試験盛土天端において現場 CBR 試験を行い強度の経時変化を把握した。試験結果は図 39 に示すように、盛り立て後約 2 ヶ月後の強度増加がみられ、それ以降若干の強度低下がみられるものもあるが強度はほぼ横ばいで推移している。

軽度な土羽打ち法面に対して表層（GL-0.0 m）・GL-0.1 m・GL-0.3 mから採取した試料に対してpHを測定したところ、図40に示すように造成直後の試験盛土のpHはアルカリ域にあるが、時間経過とともにpHは低下し、TP盛土の表層より10 cm以深のデータ以外は中性域を示す範囲に達している。

試験盛土に設けた底設暗渠パイプに連結させた貯留タンクから浸透水を採水して、環境省告示第17号（平成15年3月6日）に準拠した水質試験を行った。試験結果は表16、表17に示すとおりであり、盛立2ヶ月後行った試験では土壌汚染対策法の地下水基準を上回る砒素の溶出が認められたが、それ以降の試験では基準値を上回る砒素の溶出は検出されていない。試験盛土で使用した材料は、溶出試験による土壌環境基準を満足したものを使用している。この試験は土に水を10倍量（重量比）加えて溶かし出す試験であり、盛土などの実際の条件では、盛土直後に10倍量の水が一度に供給される可能性は低く、盛土構築初期の段階で溶出してくる物質の場合、1倍量の雨水の浸透では10倍の濃度で溶出する可能性もあると考えられる。