Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
##### 3.10.1.3 PS 及び PP の炭素転換率に及ぼす WHSV の影響

熱分解温度 $ 400^{\circ}C $ 、改質温度 $ 580^{\circ}C $ 、S/C=4 [-] の条件下における炭素転換率に及ぼす WHSV の影響を PS 及び PP で比較した (図 108)。どちらも接触時間の増加に伴いオイル及び軽質炭化水素ガスが合成ガスへ転換したが、コーク生成量も増加した。生成量の増加は PP の 2 倍に対し、PS の場合は 3 倍であった。これも両物質の化学構造及び改質速度の違いがコーク生成量に影響を与えたものと考えられる。

図 108 PS 及び PP の炭素転換率に及ぼす WHSV の影響

##### 3.10.1.4 PS 熱分解油を用いた水蒸気改質反応の速度解析

Ru 触媒を用いた廃プラスチック熱分解生成物の水蒸気改質炉の最適設計を行うためには、炉内で生じている化学反応をモデル化する必要がある。しかしながら、実際には高分子の分解反応は複雑で、工学的には単純な反応モデルとして表現することが重要である。そこで本装置を利用して PS 熱分解油を生成し、それを用いて PS 熱分解ガスの水蒸気改質反応の反応速度解析を行った。

$$ \begin{aligned}&r=-\frac{dX_{\mathrm{CxHx}}}{d(W/F_{\mathrm{CxHx}})}\quad&x&: 炭素転換率 [-]\\&&&W: 触媒重量 [kg]\\&&&F:PS 熱分解油投入量 [mol/s]\\&&&k: 反応速度定数 \\&&&a,b: 反応次数 \\&&&p: 分圧 [kPa]\\ \end{aligned} $$

上式の反応モデルについて、フィッティングにより反応次数（a=0.40、b=0.36）と反応速度定数を求めた。水蒸気改質温度は、530℃、580℃、630℃、680℃の4条件を選定した。本実験ではPS熱分解油のガス化率は、CO、 $ CO_{2} $ の生成量を測定することで求めた。結果をFig.9にW/ $ F_{CxHx} $ (contact time)と $ X_{CxHx} $ の関係で示した。反応速度は図109に示すような接触時間と反応率の近似関数の一次微分値とした。結果的に得られた反応速度パラメータ一は、頻度因子が400 mol kg/cat/s kPa⁻⁰.⁷³、活性化工ネルギーが107 kJ/molであった。
図 109 ガス生成物への炭素転換率と接触時間の関係

#### 3.10.2 プロセス II の検討

プロセス II においては、使用済み電子機器が熱分解炉に供給され、得られたチャーが炭酸塩ガス化炉において水蒸気ガス化され、熱分解ガスを接触改質して燃料油が生成される。また、熱分解ガスから油分を抽出した残りのオフガスは、内燃機関を駆動して発電に利用できる。このプロセスを実証するために図 27 に示す実験装置を用いて、熱分解温度及び改質温度を変化させて、ポリエチレンの二段ガス化プロセスの物質収支、ガス生成物の組成、液体生成物の性状の評価を行った。改質触媒としては、シリカアルミナ・ゼオライトを使用した。

##### 3.10.2.1 物質收支

図 110 には、改質温度を 450℃ に固定して熱分解温度を変化させた時の物質収支の変化の様子を、図 111 には、熱分解温度を 450℃ に固定して改質温度を変化させた時の物質収支の変化の様子をそれぞれ示す。熱分解温度を上げると、液体生成物と残渣が減少し、気体生成物が増加している。一方で、改質温度を上げていくと、最初はワックスが減少して液体生成物が増加するが、ワックスがなくなった後は、液体生成物が減少し、気体生成物が増加している。以上より、液体生成物の量を最大にする最適な温度条件としては、熱分解温度が 450℃、改質温度が 450℃ であることがわかる。
図 110 物質収支に及ぼす熱分解温度の影響

図 111 物質収支に及ぼす改質温度の影響
##### 3.10.2.2 気体生成物の発熱量・平均分子量

図 112 には、改質温度を 450℃ に固定して熱分解温度を変化させた時の気体生成物の発熱量と平均分子量の変化の様子を、図 113 には、熱分解温度を 450℃ に固定して改質温度を変化させた時の気体生成物の発熱量と平均分子量の変化の様子をそれぞれ示す。熱分解温度を上げると、軽質な気体成分が増加し、重質な気体成分が減少するため、発熱量は減少し、平均分子量も減少している。一方で、改質温度を上げていくと、液体成分が気体成分へと転換するために、軽質な気体成分が減少し、重質な気体成分が増加し、その結果として、発熱量、平均分子量共に増加している。いずれにせよ、内燃機関の駆動に十分な発熱量を持った気体生成物が生成されており、気体生成物を用いた発電が可能である。

図 112 熱分解温度と気体生成物の発熱量・平均分子量の関係

図 113 改質温度と気体生成物の発熱量・平均分子量の関係
##### 3.10.2.3 液体生成物の炭素数分布

図 114 には、改質温度を 450℃ に固定して熱分解温度を変化させた時の液体生成物の炭素数分布の変化の様子を、図 115 には、熱分解温度を 450℃ に固定して改質温度を変化させた時の液体生成物の炭素数分布の変化の様子をそれぞれ示す。熱分解温度は液体生成物の炭素数分布には大きな影響を与えないのに対して、改質温度を上げていくと、液体生成物がより軽質化している。望ましい炭素数分布を持った液体生成物を得る上で、改質温度が重要であることがわかる。

図 114 熱分解温度と液体生成物の炭素数分布の関係

図 115 改質温度と液体生成物の炭素数分布の関係
##### 3.10.2.4 液体生成物の粘度

図 116 には、改質温度を 450℃ に固定して熱分解温度を変化させた時の液体生成物の粘度の変化の様子を、図 117 には、熱分解温度を 450℃ に固定して改質温度を変化させた時の液体生成物の粘度の変化の様子をそれぞれ示す。熱分解温度は液体生成物の粘度にはほとんど影響を与えないのに対して、改質温度を上げていくと、液体生成物がより軽質化する結果として粘度も低下している。

図 116 熱分解温度と液体生成物の粘度の関係

図 117 改質温度と液体生成物の粘度の関係
#### 3.10.3 2 段プロセスの概要

ポリプロピレン（PP）及びポリスチレン（PS）を試料とし、4.4wt% Ru/γ-Al₂O₃ 触媒を用いて、熱分解/接触水蒸気改質実験を行った結果、以下のことがわかった。

・熱分解温度=400℃、WHSV=0.1 $$ 1/h $$ 、S/C=4 $$ - $$ 、触媒担持量4.4 $$ wt% $$ の条件下における水蒸気改質温度580-680℃の範囲での最適な温度は、十分なガス化が可能であり、さらにコーク生成量が680℃に比べ少ない630℃である。

・改質温度=630℃、WHSV=0.1 $$ 1/h $$ 、S/C=4 $$ - $$ 、触媒担持量4.4 $$ wt% $$ の条件下における熱分解温度400-500℃の範囲での最適な温度は、十分な熱分解ガス化速度があり、また熱分解温度500℃に比べ残さ量が少ない400℃である。

・得られた PS の最適運転条件は、PP の運転条件とも一致したため、PS と PP の構造は大きく異なるが Ru 触媒の使用によりその水蒸気改質反応速度差が小さくなり、ほぼ同じ条件で十分反応できることが分かった。さらにその最適とされる温度は、一般的な水蒸気改質に比べ $ 200^{\circ}C $ 低い温度である。

ポリエチレンを試料とし、シリカアルミナ・ゼオライト触媒を用いて、熱分解/触媒改質実験を行った結果、以下のことが分かった。

・生成物の性状に熱分解温度はそれほど大きな影響を与えず、主として、改質温度によって、生成物の性状が決まる。

・改質温度が低すぎるとワックスが生成するが、450℃以上の改質温度であれば、ワックスは生成せず、改質温度の上昇に伴って、液体生成物が減少するものの軽質化し、気体生成物が増加する。

・熱分解温度を $ 450^{\circ}C $ 、改質温度を $ 450^{\circ}C $ に設定した場合、液体生成物の割合が最大値である 70.0% に達した。したがって、液体燃料を製造するという観点からは、この運転条件が最適であると結論できる。
### 3.11 溶融炭酸塩に対する反応器の耐触性の検討

炭酸塩はエポキシ基板などの水蒸気ガス化に対して優れた促進効果を有しているが、金属に対する腐食性が高いために実用化の大きな障害となっていた。ステンレスまたは低合金鋼の耐触性を向上させる技術としては、①金属 Al コーティング、②ガラス溶射コーティング、③特殊ステンレスの使用、④ステンレスの成分（Cr 等）の選択酸化処理、等がある。①,②は、使用前にも欠陥のないコーティングを得ることが難しく、また①では、Al と Fe が、脆い金属間化合物を形成しやすいなどの問題がある。③は普通の規格ではないので経済的に実用化が難しい、④は特殊な雰囲気中での加熱処理が必要になること等の問題があった。その他に Ni を多く含む特殊合金や、カンタル合金（Fe-Cr-Al 合金）が溶融炭酸塩腐食に強いことが知られているが、機械加工が困難である上に部分的な腐食が起こる可能性が指摘されている。また、溶融炭酸塩に対する耐触性に優れたセラミックスの研究も行われ、Li₂MnO₃ が溶融炭酸塩中で特に安定であることが報告されている²⁸が、Li₂MnO₃ は厚い良質なコーティングすることが困難である。

本研究では、汎用のステンレスに各種のコーティング処理をして耐触性を向上させる方法と、特殊な合金やステンレスを用いること耐触性を向上させる2つの手法を用いて反応器の防食技術を検討した。

#### 3.11.1 ステンレスのコーティング処理

ステンレス片（SUS304）にシリカを一種のゾル・ゲル法によりコーティングした後、空気中700℃で10時間加熱してコーティングを定着させた。次に試験片と炭酸ナトリウム、炭酸カリウム、炭酸リチウムの混合溶融炭酸塩をセラミック製るつぼに入れ、空気中で700℃に10時間加熱して腐食試験をした。比較のために未処理の試験片も同時に腐食試験を行った。腐食試験後に試験片表面をSEMおよび電界放射型走査型電子顕微鏡（EDX）で観測すると、金属光沢部、黒色部、灰色部の3種が観測された（図118～図120）シリカでコーティングした試験片は、未処理の試験片に比べて溶融炭酸塩処理後も金属光沢の部分が多く、耐食性が向上していることが示唆された。しかし図118に示すように粒界の腐食は進み、粒界以外の部分でもピット状の腐食が見られた。XPSで深さ方向に分析を行うと、シリカ膜は僅かで、Crの濃縮層は膜にも下地にも見られず、Niの濃縮層が下地に見られた（図121）。これらの現象は中性から酸性雰囲気中でのステンレスの腐食とは異なり、溶融炭酸塩中での腐食に特有なものである。なおシリカ膜中には、坩堀由来のCa、Mgが検出された。

シリカ・コーティングを行わなかった SUS304 では水洗後も、黒色の結晶形の腐食生成物（主成分は Fe, O で、少量の Cr を含む）、灰色の数種類の結晶と繊維状物質と不定形物質から成る腐食生成物（主成分は Si, O で、Fe, Al, Mg, Na, Ca, C を少量含む）が多く表面に強く付着していた。なお高 Si ステンレスついても同様な腐食試験を検討したが、SUS304 と比較して明らかな耐食性の優位性は認められなかった。
図 118 ステンレス片（SUS304）にシリカコーティング後、混合炭酸塩中で750℃10時間腐触させた試料片光沢部（SEM倍率3,000倍）

図 119 ステンレス片（SUS304）にシリカコーティング後、混合炭酸塩中で $ 750^{\circ} $ C 10 時間腐蝕させた試料片黒色部（SEM 倍率 3,000 倍）

図 120 ステンレス片（SUS304）にシリカコーティング後、混合炭酸塩中で $ 750^{\circ}C $ 10 時間腐蝕させた試料片灰色部（SEM 倍率 3,000 倍）
図 121 ステンレス片（SUS304）にシリカコーティング後、混合炭酸塩中で750℃10時間腐蝕させた試料片（光沢部）のXPS分析

本研究では次に、前述のシリカ・コーティングをベースに、繊維状シリカ、ジルコニウム・アルコキシド、酢酸マンガンを添加し、流動パラフィンを用いて SUS304 のコーティングを行った。繊維状シリカの添加と流動パラフィンによる後処理は主としてコーティングの剥離の抑制を、ジルコニウム・アルコキシドと酢酸マンガンは耐アルカリ性の向上を意図した。水中でバブリングさせて水蒸気を含ませた窒素を溶融塩に吹き込みながら腐食試験を行った。試料片は図 122 に示す様に黒みがかった一見緻密な保護性の膜ができていた。

図 122 改良型シリカ・コーティング処理した後、水蒸気を吹き込みながら混合炭酸塩中で腐蝕させた試料片
日本パーカライジング(株)で最近開発されたメッキ処理(PALNECS)を施した SUS304 や粉末法で作製されたカンタル合金（サンドビック(株)）に対しても同様の試験を行った結果、SUS304 に比べて耐触性の向上が認められた。溶融炭酸塩中のステンレス、Ni その他、多くの金属材料の腐食挙動は、溶融炭酸塩に浸した場合より塗布した場合の方が激しくなり $ ^{29} $ 、昇温速度や雰囲気などの条件も重要であることが報告されている。

シリカでコーティングした試験片は、未処理の試験片に比べて溶融炭酸塩処理後も金属光沢の部分が多く、耐食性が向上していることが示唆された。
### 4. 結論

### 4.1 混合炭酸塩共存下での活性炭の水蒸気ガス化

活性炭の水蒸気ガスに炭酸塩を添加するとガス化速度は加速され、促進効果は炭酸カリウム＞炭酸ナトリウム＞炭酸リチウムの順であった。水蒸気ガス化条件下では、炭酸リチウムは不安定で一部が加水分解され、原料中の炭素よりも多くの二酸化炭素が生成した。炭酸カリウムと炭酸リチウムの混合塩の系では、水蒸気ガス化反応速度はカリウム濃度の増加と共に大きくなった。一方、炭酸ナトリウムと炭酸リチウムの反応系では、水蒸気ガス化速度は極大多値を持ち、混合塩の融点が低い場合に水蒸気ガス化速度は加速された。炭酸カリウムと炭酸ナトリウムの反応系では、水蒸気ガス化反応速度は混合炭酸塩の融点と混合塩中のカリウム濃度の影響を受け、これらが重要な加速因子であるが示唆された。反応温度よりも若干高い融点を持つ混合炭酸塩を用いた場合でも流動化による促進効果は観測されたのは、大過剰の水蒸気が共存する本実験条件下では炭酸リチウムや炭酸カリウムの一部が水酸化物に分解して混合塩の融点を下げているためと推定され、熱力学的平衡計算からも支持された。

### 4.2 エポキシ基板の水蒸気ガス化

混合炭酸塩共存下でエポキシ基板を水蒸気ガス化法すると、ガス生成物としては主に水素、二酸化炭素および一酸化炭素、液体生成物としてはフェノールやタールが生成した。混合炭酸塩共存下での水蒸気ガス化では、炭素と水蒸気との反応で生成した二酸化炭素はいったん炭酸塩に取り込まれ、時間の経過とともにゆっくり放出された。エポキシ樹脂の水蒸気ガス化反応は、反応初期の急激な熱分解と、後段の比較的遅いチャーの水蒸気ガス化反応の2つのからなる。炭酸塩共存下では2つの反応がそれぞれ加速され、チャーやタールの収率が顕著に減少し、水素の生成速度が飛躍的に増加した。試料粒子径が小さくなるに従って反応速度は増加したが、試料粒子が十分小さい場合には一定値に収束した。水素の生成速度の対数値は反応時間の経過によって直線的に減少した。水蒸気ガス化反応は擬一次反応とし見なすことができ、水蒸気ガス化反応の活性化工ネルギーは122 kJ/molと測定された。

### 4.3 フェノール基板の水蒸気ガス化

混合炭酸塩が共存する場合、フェノールの水蒸気ガス化反応も促進され、チャーやタールの収率は顕著に減少した。試料粒子径 0.15mm 以下の試料を用いた場合、水素の生成速度の対数値は反応時間と共に直線的に減少し、水蒸気ガス化反応を体積モデルで説明することができた。すなわち、粒子径が十分小さい場合には溶融炭酸塩や水蒸気が十分粒子内部まで浸入し、ガス化反応は粒子内で均一に起きていると考えられる。試料粒子が大きい場合、初期の熱分解後の水蒸気ガス化は、溶融塩や水蒸気が浸入した粒子外層で主に起こり、外層が消失した後はチャー表面で起きていると考えられる。フェノールの熱分解で生成するチャーの比表面積は、熱分解時の昇温速度が速くなるに従って大きくなる傾向が観測された。フェノール基板の水蒸気ガス化反応の活性化工ネルギーは、175 kJ/mol と測定された。

### 4.4 水蒸気ガス化によるエポキシ樹脂の除去

大量のエポキシ基板を混合炭酸塩中で処理するとエポキシ基板に含まれるガラス繊維と炭酸塩との反応でケイ酸塩が生成し、溶融塩の粘度が上昇して水蒸気ガス化速度は低下した。微量な混合炭酸塩あるいは固体の炭酸カリウムを加えてエポキシ基板を水蒸気ガス化すると、エポキシ樹脂は十分にガス化
されるが、ガラス繊維と炭酸塩との反応を抑制することができた。特に混合炭酸塩を用いた場合には添加量に対して水素の生成量は多く、混合炭酸塩が溶融状態にあるために基板と物理的な接触効率が高まり、水蒸気ガス化が促進されたと考えられる。微量な混合炭酸塩を添加して水蒸気ガス化する手法は、ガラス繊維などを多く含む電子基板の処理に対しては、炭酸塩の消費を抑制する上で重要である。

### 4.5 ポリイミドフィルムの水蒸気ガス化

ポリイミドフィルムを窒素雰囲気下で加熱すると450℃付近から分解が始まり、550℃で約80％が残渣となった。混合炭酸塩共存下でポリイミドフィルムを水蒸気ガス化すると、650℃以上で有機成分は完全にガス化され、金属部品を容易に回収することができた。またいったん熱分解して生成したチャーのガス化反応の活性化工ネルギーは、131 kJ/molであった。

### 4.6 タンタルコンデンサーの水蒸気ガス化

混合炭酸塩共存下でタンタルコンデンサーを水蒸気ガス化すると、反応温度 $ 550^{\circ}C $ 以上で急速に樹脂部がガス化され、 $ 550^{\circ}C $ 10 分で樹脂や金属端子の付いていないタンタル焼結体を回収することに成功した。タンタルコンデンサーの水蒸気ガス化が比較的低温で進行したのは、端子などにふくまれるニッケルなどの金属成分が触媒として作用したためと推定される。

### 4.7 小型半流通式ロータリーキルン炉を用いたエポキシ基板の水蒸気ガス化

試料や各反応条件に対して最適な混合炭酸塩を添加すると、電子基板の有機成分のみがガス化され、炭酸塩を消耗させるガラス繊維との反応も抑制できることが、実用装置に近いロータリーキルン炉を用いて確認できた。

### 4.8 連続処理装置を用いた電子基板の処理

プレプリグはタール分を放出しながら炭化し塊状に固化する。また、塊状になっていない試料でもスクリューへの噛み込みが著しいという特徴から考えて、プリント基板破砕物の熱処理にスクリューを使用する水平移動床方式は不適であった。試料供給機と回転内筒の同時運転による硅砂排出量の変化はHill方程式で、試料供給機による硅砂供給量はSigmoid曲線で近似され、2つの直線の差からロータリーキルン内での試料の平均滞在時間を算出した。ポリプロピレンをロータリーキルン炉で熱分解すると、主生成物はメタン、エチレン、プロピレンだった。キルンでは、700℃の場合よりも800℃の場合の方が水素を多く生成した。アルカリ金属炭酸塩にガラス繊維を混合し加熱すると、700℃前後からアルカリ炭酸塩と二酸化ケイ素（ガラス）との反応に起因する大きな吸熱が観察された。ガラスと炭酸塩との反応で生成するケイ酸塩は、ヒーター温度750℃では融解して塊状となった。ガラスと炭酸塩との反応からケイ酸塩を生成し、かつケイ酸塩の融着を回避できる条件は電気ヒーター温度700℃（回転内筒内表面温度約650℃）、反応時間2時間であった。ガラス繊維を含む基板を炭酸塩を添加して処理する場合、極微量の炭酸塩を添加してガラス繊維の原形を保ちながら処理する方法と、過剰な炭酸塩を加えてガラス繊維を粉状のケイ酸塩として回収する2つの手法がある。

### 4.9 モデル化合物を用いたプラスチックの急速熱分解反応挙動の解析
ビスフェノールAを700℃,800℃で急速熱分解試験を行った結果、主要生成物はメタン、ベンゼン、水素、一酸化炭素、二酸化炭素、フェノールであった。反応温度が高くなるに従ってメタン・一酸化炭素・二酸化炭素・水素各収率は大きくなり、一方ベンゼン・フェノール・クレゾールの収率が低下した。ビスフェノールAの急速熱分解反応は、混合炭酸塩の共存による影響をほとんど受けなかった。

### 4.10 二段プロセスによる電子基板のガス化

ポリプロピレン(PP)及びポリスチレン(PS)を400℃熱分解し、次に液体生成物を4.4wt%Ru/γ-Al₂O₃触媒を用いて630℃で接触水蒸気改質すると、残渣の収率が低く最適である。シリカアルミナ・ゼオライト触媒を用いた場合、熱分解温度を450℃、改質温度を450℃に設定すると液体生成物の割合が最大70.0%に達した。

### 4.11 溶融炭酸塩に対する反応器の耐触性の検討

シシリカでコーティングした試験片は、未処理の試験片に比べて溶融炭酸塩処理後も金属光沢の部分が多く、耐食性が向上していることが示唆された。

### 4.12 まとめ

エポキシ基板、エポキシ基板、ポリイミドフィルムなど使用済み電子機器に使用されている各種のプラスチックを混合炭酸塩共存下で水蒸気ガス化すると、600～700℃程度の比較的穏和な条件下でプラスチックはすみやかに完全にガス化され、水素を主成分とするガスに転換することができた。混合炭酸塩を用いた場合、タールなどの副生成物の発生は抑制され水素の収率が飛躍的に増加した。実用装置に近いロータリーキルン炉を用いて使用済み電子基板を水蒸気ガス化すると、最適な混合炭酸塩を添加した場合には基板の有機成分のみがガス化され、銅などの金属類を還元状態で容易に回収することができた。これらの実験成果から、溶融混合炭酸塩を添加して使用済み電子機器を水蒸気ガス化し、プラスチック類をガス化して水素に転換してレアメタルなどの有用な資源を回収することは可能であり、本法は有望な資源循環技術であることが確認された。
5. 研究発表（発表誌名、巻号、頁、発行年月日等記入）

### 5.1 論文発表

1) Shangzhong ZHANG, Kunio YOSHIKAWA, Hideki NAKAGOME, Tohru KAMO, “Kinetic Study on the Steam Gasification of Phenol Circuit Board in the Presence of Carbonates”, 投稿中

2) Shangzhong ZHANG, Kunio YOSHIKAWA, Hideki NAKAGOME, Tohru KAMO, "Steam gasification of epoxy board used in electronic equipments under the presence of carbonates", J. Material Cycles and Waste Management 印刷中

3) Tomoaki Namioka, Atsushi Saito, Yukiharu Inoue, Yeongsu Park, Tai-jin Min, Seon-ah Roh, Kunio Yoshikawa, “Hydrogen-rich Gas Production from Waste Plastics by Pyrolysis and Low-temperature Steam Reforming over a Ruthenium Catalyst”, Applied Energy, Vol. 88, No.6, pp. 2019-2026, 2011

4) Tohru Kamo, Beili Wu, Yuriko Egami, Hajime Yasuda, and Hideki Nakagome, "Influence of the Mixed Molten Carbonate Composition on Hydrogen Formation by Steam Gasification", J. Mater. Cycles Waste Manag., 13(1), 50-55(2011).

5) Hajime Yasuda, Tohru Kamo, Mariko Adachi, Satoshi Sajima, and Hideki Nakagome, "Rapid hydropyrolysis of model compounds for epoxy resin oligomers and biomass tar", J. Mater. Cycles Waste Manag., 12(2), 128-135 (2010).

### 5.2 総説

1）加茂徹，「使用済み電気電子機器からの資源回収」、ケミカルエンジニアリング，57(4)，50-56(2011).

2）加茂徹，「加茂徹，「使用済み電気電子機器からの資源回収」、レアメタル・希少金属リサイクル技術の最先端」、(株)フロンティア出版，126-138(2011).

3）加茂徹，「使用済み電気電子機器からの有用資源の回収」、溶融塩および高温化学，57(1)，12-20(2011).

4）加茂徹，「廃電子基板の可溶化および貴金属・レアメタルの回収」、電子材料，49(1)，165-168(2010).

### 5.3 学会発表

1) Tohru Kamo, “Construction of integrated management system of material and energy using an information technology. -Invitation to the Smart Recycle-, EcoDesign 2011, Kyoto (Japan), November 2011.

2）加茂 徹、小寺洋一、中込秀樹、吉川邦夫、張尚中、「フェノール基板の水蒸気ガス化による有用資源の回収」，第22回廃棄物資源循環学会研究発表会,東京,2011年11月.

3) Shangzhong ZHANG, Kunio YOSHIKAWA, Hideki NAKAGOME, Tohru KAMO, "Steam gasification of epoxy board with ternary eutectic carbonates", 6th Int. Symp. on Feedstock Recycling of Polymeric Materials, Toledo (Spain), October 2011.

4）安田 肇、加茂 徹、山田 理、海保 守、川崎 一彰、中込秀樹，“Fuel Production by Rapid Hydropyrolysis of Polymeric Materials”，6th Int. Symp. on Feedstock Recycling of Polymeric Materials, Toledo (Spain), October 2011.

5) Wu Hu, Mochamad Syamsiro, Shuta Komoto, Kunio Yoshikawa, “Co-production of Liquid and Gaseous Fuels from Polyethylene by Employing the Combined Pyrolysis and Catalytic Reforming Process”, International Symposium on EcoTopia Science '11, Nagoya, Japan, December 2011

6) Syamsiro Mochamad,, Prawisudha Pandji, Hu Wu, Kunio Yoshikawa, “Co-production of liquid and gas fuels from waste plastics”, 4th AUN/SEED-Net Regional Conference on New and Renewable Energy, Ho Chi Minh City, Vietnam, October 2011.

7）加茂 徹、小寺洋一、中込秀樹、張尚中、吉川邦夫、「混合炭酸塩共存下での水蒸気ガス化を用いた使用済み電子機器からの資源の回収」，日本エネルギー学会大会,大阪,2011年8月.

8) Tohru Kamo, Shangzhong Zhang, Jin Dongchun, Hajime Yasuda, Tomoaki Namioka, Kunio
Yoshikawa, Hideki Nakagome, “Steam gasification of plastics in end-of-life electronic equipments in the presence of various carbonates”, Pacifichem 2010, Honolulu (USA), December 2010.

9) 張尚中、金東春、中込秀樹、波岡知昭、吉川邦夫、加茂徹「Basic study on steam gasification of epoxy board in the presence of molten eutectic carbonates」，プラスチックリサイクル化学研究会 研究討論会，千葉,2010年9月.

10) 安田肇、加茂 徹、山田理、海保守、川崎一彰、佐島 慧、中込秀樹、「石炭、廃プラスチック、バイオマスの急速水素化熱分解による燃料製造」、第 19 回日本エネルギー学会大会、東京、2010 年 8 月

11) Tohru Kamo, Yuriko Yegami, Hajime Yasuda, Hideki Nakagome, “Influence of the Mixed Molten Carbonate Composition for Hydrogen Formation by Steam Gasification of Waste Materials”, The 5 $ ^{th} $ Int. Symp. on Feedstock and Mechanical Recycling of Polymeric Materials, Chendgu (China), October 2009.

12) Hajime Yasuda, Tohru Kamo, Mariko Adachi, Satoshi Sajima, Hideki Nakagome, "Effect of pressure or hydrogen on rapid pyrolysis of oligomers' model compounds from resin and biomass tar", The 5 $ ^{th} $ Int. Symp. on Feedstock and Mechanical Recycling of Polymeric Materials, Chendgu (China), October 2009.

### 5.4 講演

1) Tohru Kamo, “Recovery of useful resources from enf-of-life electronic devices by using liquefaction or steam gasification”, International Conference on Advancements in Polymer Materials, Ahmedabad (India), 2012/2.

2) Tohru Kamo, “Recovery of useful resources from E-waste”, Indian Institute of Petroleum, Dehra Dun (India), 2012/2.

3) 加茂 徹, 「プラスチックリサイクルの現状と課題」, 産業技術総合研究所オープンラボミニ講演会, つくば, 2011年10月.

4) Tohru Kamo, “Overview of the waste plastic recycling system in Japan and future tasks”, 6th Int. Symp. on Feedstock Recycling of Polymeric Materials, Toledo (Spain), October 2011.

5) 加茂 徹, 「循環型社会を実現させるためのプラスチック処理技術」, 化学工学会第 43 秋季大会, 名古屋, 2011 年 9 月.

6) 加茂 徹, 「使用済み電子機器からの貴金属やレアメタルの回収 ーバイオマス由来溶媒を用いた可溶化法あるいは水蒸気ガス化法を用いた新しい資源回収技術の開発ー」, 山形大学国際事業化研究センター講演会, 米沢, 2011 年 7 月.

7) 加茂徹, 「バイオマス起源の溶媒による可溶化および水蒸気ガス化による使用済み電子機器からの有用資源の回収一貴金属、レアメタル回収技術一」, 技術セミナー, 東京, 2011年4月.

8) 加茂 徹，「使用済み電気電子機器からの有用資源の回収」，電気化学会 溶融塩委員会，大阪，2011年1月.

9) 加茂 徹、「可熱硬化性樹脂の可溶化あるいはガス化法を用いた使用済み電子機器からの有用資源の回収」，廃棄物資源循環学会 リサイクルシステム部会, 東京, 2011 年 1 月.

10) 加茂 徹、「熱硬化性樹脂の可溶化あるいはガス化法を用いた使用済み電子機器からの有用資源の回収」，RtoS研究会,東京,2010年8月.

### 6. 知的財産権の取得状況

6.1 特許出願

1）八太昭道、小寺洋一、特願2012-080970、「有機廃棄物のガス化装置」

2）小寺洋一、加茂徹、八太昭道、特願 2012-088849、「回路基板からの金属を回收する方法及び金属回収装置」

3）加茂徹、小寺洋一、中込秀樹、吉川邦夫、特願2010-101424、「アルカリ塩共存下に水蒸気ガス化反応を用いる使用済み電気電子機器から資源を回収する方法」
### 7. 引用文献

$ ^{3} $ 経済産業省　使用済小型家電からのレアメタルの回収及び適正処理に関する研究会（第1回）-配付資料

$ ^{4} $ 白波瀬朋子, 貴田晶子、廃棄物資源循環学会誌, 20(4), 217-230(2009).

5 環境省総合環境政策局環境計画課 環境統計集 http://www.env.go.jp/doc/toukei/contents/

6 社团法人 電気通信事業者協会 http://www.mobile-recycle.net/result/index.html

$ ^{7} $ 加茂徹、劉宇峰、赤石直也、足立 真理子、安田肇、中込秀樹、Preprint of International Symposium on Feedstock and Mechanical Recycling of Polymeric Materials, 5, 186-192(2009).

$ ^{8} $ N.C. Nahas, Exxon catalytic coal gasification process, Fuel, 62, 239-241(1983).

⁹ M. Kajita, T. Kimura, K. Norinaga, C. Z. Li, J. Hayashi, Energy Fuels, 24, 108-116(2010).

$ ^{10} $ D. W. McKee, Fuel, 62, 170–175 (1983).

$ ^{11} $ 沼田俊一，金城徳幸，“芳香族ポリイミドの等温熱分解”，高分子論文集，Vol.42，No.7，pp.443-451，1985

$ ^{12} $ 赤池克美，岩元誠，“ポリイミドのアルカリ加水分解方法および低分子量体の回収方法”，特開2006-124530，2006

$ ^{1} $ 前田郷司，吉田武史，“ポリイミドの分解・回収方法”，特開 2009-51957，2009；土屋俊之，前田郷司，“ポリイミドの分解・回収方法”，特開 2008-280424，2008；前田郷司，吉田武史，“ポリイミドの分解・回収方法”，特開 2009-51958，

14 峯田邦夫, 岡部徹 “コンデンサスクラップからのタンタルの分離回収法と塩化物廃棄物を利用する塩化法” 資源と素材, p284-290 (2005)

$ ^{1} $ 5 M. Sasaki, S. Ishikawa, K. Nasu, A. T. Quitan, M. Goto “RECOVERY OF TANTALUM FROM CAPACITOR WITH SOLVOTHERMAL TREATMENT” ISFR2011, p147-148

16 八太環境技術事務所、國井大蔵、北見工業大学、特許第 4547244 号（P4547244）、登録日 2010.7.9。

17 チサキ、太平洋セメント、國井大蔵、特許第 3629045 号（P3629045）、登録日 2004.12.17。

$ ^{18} $ O. Yamaguchi, A. Moriyama, K. Shimizu, Kinetics and Mechanism of the Reaction between Lithium Carbonate and Silica, 粉体および粉体冶金、28(7) 251-256 (1981).

$ ^{1} $ 9 Merck Index, 11th ed., pp.872, Merck, Rahway USA, 1989.

$ ^{20} $ W. Richard Ott, Kinetics and Mechanism of the Reaction Between Sodium Carbonate and Silica, Ceramurgia International, 5(1), 37-41 (1979).

$ ^{2} $ R. L. Lehman, Jeffery S. Gentry, N. G. Glumac, Thermal Stability of Potassium Carbonate near its Melting Point, Thermochimica Acta, 316, 1-9 (1998).

$ ^{2} $ See Merck Index, and references therein.

$ ^{2} $ Melting point of glass, http://hypertextbook.com/facts/2002/SaiLee.shtml (Accessed on May 14, 2012).

$ ^{2} $ 4 Merck Index, 11th ed., pp.1359, Merck, Rahway USA, 1989.

$ ^{2} $ 5 Merck Index, 11 $ ^{th} $ ed., p.1212, Merck, Rahway USA, 1989.

$ ^{2} $ 6 日東紡資料、http://www.nittobo.co.jp/business/glassfiber/sp_material/t-glass.htm (Accessed on May 14, 2012).

$ ^{2} $ S.-G. Kim, J. Jun, J. Jun, Predictions of the Optimum Ternary Alkali-carbonate electrolyte composition for MCFC by computational calculation, J. Power Sources, 160, 805-810 (2006).

$ ^{28} $ 溶融炭酸塩燃料電池の研究（NEDO『高性能MOFCプロジェクト』1996～1998年度

$ ^{2} $ 9 Kim, B., Yositake, H., Kamiya, N., Ota, K.: Proc. Symp. Molten Salt Chemistry and Technology, PV93-9, 1993, p.321
### 8. 卷末付図

A. 熱重量分析および TG-DSC 分析の結果一覧

図 A-1 臭素入銅張積層板の TG-DSC 曲線

試料 5mg、アルミナパン使用

测定条件 $ 150 \rightarrow 700^{\circ}C $ 、昇温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

ベースライン

との値の差

図 A-2 臭素入銅張積層板の DSC 値とその仮想ベースラインとの差

315.7 ℃に鋭い吸熱ピークが観察され、この温度域で急激な重量減少が観察された。
図 A-3 臭素含有プレプリグの TG-DSC 曲線

試料 5mg、アルミナパン使用

测定条件 $ 150 \rightarrow 700^{\circ}C $ 、昇温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

ベースライン

との値の差

温度、 $ ^{\circ} $ C

図 A-4 臭素含有プレプリグの DSC 値とその仮想ベースラインとの差

316.6 ℃に鋭い吸熱ピークが観察され、この温度域で急激な重量減少が観察された。
図 A-5 臭素不含プレプリグの TG-DSC 曲線

試料 5mg、アルミナパン使用

测定条件 $ 150 \rightarrow 700^{\circ}C $ 、昇温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

ベースライン

との値の差

温度、 $ ^{\circ} $ C

図 A-6 臭素不含プレプリグの DSC 値とその仮想ベースラインとの差

235.5 から 316.4 ℃ にかけて、283.7 ℃ をピークトップとする吸熱ピークが観察された。
図 A-7 炭酸リチウムの TG-DSC 曲線

試料 5mg、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-8 炭酸リチウムの DSC 値とその仮想ベースラインとの差

720.2 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。このピークより高温側で大きくベースラインが変化しているのは溶融により比熱が変化しているためと考えられる。
図 A-9 炭酸リチウムと炭酸ナトリウムの混合物の TG-DSC 曲線 重量比 1:1 の混合物、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-10 炭酸リチウムと炭酸ナトリウムの混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

505.5 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。TG 曲線で、100℃付近の重量減少は吸湿水の揮発によるもの、750℃付近の重量減少は脱炭酸によるものと考えられる。
図 A-11 炭酸リチウムと炭酸カリウムの混合物の TG-DSC 曲線 重量比 1:1 の混合物、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-12 炭酸リチウムと炭酸カリウムの混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

486.9 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-13 炭酸リチウム、炭酸カリウム、ガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線 重量比 1：1：1、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-14 炭酸リチウム、炭酸カリウム、ガラスクロスの混合物の DSC 值とその仮想ベースラインとの差

491.7 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-15 炭酸リチウム、炭酸ナトリウム、ガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線 重量比 1 : 1 : 1、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

温度、 $ ^{\circ} $ C

図 A-16 炭酸リチウム、炭酸カリウム、ガラスクロスの混合物の DSC 值とその仮想ベースラインの差

502.7 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-17 固形残渣 Mar01 の TG-DSC 曲線 アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

温度、 $ ^{\circ} $ C

図 A-18 固形残渣 Mar01 の DSC 値とその仮想ベースラインの差
図 A-19 固形残渣 Mar02 の TG-DSC 曲線 アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-20 固形残渣 Mar02 の DSC 値とその仮想ベースラインの差
図 A-21 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線 重量比 1：1：1（Mix）、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

ベースライン

との値の差

図 A-22 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

409.3 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-23 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線 重量比 2：1：1 (MixA)、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-24 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

408.8 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-25 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線重量比 1：2：1 (MixB)、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-26 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

79.7、409.4 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-27 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線重量比 1:1:2 (MixC)、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-28 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

67.9、89.7、210.2 ℃に吸熱ピークが観察された。また、413.0 ℃にピークトップ、426.4 ℃にショルダーピークを有する吸熱ピークが観察された。
図 A-29 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線重量比 2:2:1 (MixD)、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-30 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

51.5、87.3、408.9、443.3 ℃に大きな吸熱ピークが観察された。
図 A-31 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線重量比 2:1:2 (MixE)、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

図 A-32 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

64.2、88.0、205.6、410.6℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-33 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の TG-DSC 曲線重量比 1:2:2 (MixF)、アルミナパン使用

测定条件 $ 500 \rightarrow 800^{\circ}C $ 、异温 $ 5^{\circ}C/min $ 、窒素気流 $ 50~cc/min $

ベースライン

との値の差

図 A-34 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩混合物の DSC 値とその仮想ベースラインの差

62.2、96.6、204.6、416.4℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-35 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩とガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比1：1：1）4 mg およびガラスクロス 2 mg（ガラスクロス Mix）、アルミナパン使用。測定条件 500→800℃、昇温 5℃/min、窒素気流 50 cc/min

図 A-36 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

413.1 ℃に鋭い吸熱ピークが観察された。
図 A-37 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩と

ガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比2：1：1）4 mg およびガラスクロス 2 mg（ガラスクロス MixA）、アルミナパン使用。測定条件 500→800℃、昇温 5℃/min、窒素気流 50 cc/min

図 A-38 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

78.7、407.1℃に鋭い吸熱ピーク、400～790℃あたりに幅広な吸熱ピークが観察された。
図 A-39 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩と

ガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比1：2：1）4 mg およびガラスクロス 2 mg（ガラスクロス MixB）、アルミナパン使用。測定条件 500→800℃、昇温 5℃/min、窒素気流 50 cc/min

図 A-40 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

81.0、406.5℃に鋭い吸熱ピーク、400～700℃あたりに幅広な吸熱ピークが観察された。
図 A-41 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩と

ガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比1：1：2）4 mgおよびガラスクロス2 mg（ガラスクロスMixC）、アルミナパン使用。測定条件500→800℃、昇温5℃/min、窒素気流50 cc/min

図 A-42 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

66.6、208.9℃に鋭い吸熱ピーク、400〜780℃あたりに幅広な吸熱ピークが観察された。
図 A-43 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩とガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比2：2：1）4 mg およびガラスクロス 2 mg（ガラスクロス MixD）、アルミナパン使用。測定条件 500→800℃、昇温 5℃/min、窒素気流 50 cc/min

図 A-44 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

51.6、85.1、406.5℃に鋭い吸熱ピーク、400～700℃あたりに幅広な吸熱ピークが観察された。
図 A-45 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩と

ガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比2：1：2）4 mg およびガラスクロス 2 mg（ガラスクロス MixE）、アルミナパン使用。測定条件 500→800℃、昇温 5℃/min、窒素気流 50 cc/min

図 A-46 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

38.9、59.6、69.3、409.7℃に鋭い吸熱ピーク、400～780℃あたりに幅広な吸熱ピークが観察された。
図 A-47 リチウム、ナトリウム、カリウムの各炭酸塩とガラスクロスの混合物の TG-DSC 曲線

炭酸塩混合物（重量比1：2：2）4 mg およびガラスクロス 2 mg（ガラスクロス MixF）、アルミナパン使用。測定条件 500→800℃、昇温 5℃/min、窒素気流 50 cc/min

図 A-48 試料の DSC 値とその仮想ベースラインの差

58.9、87.7、420.0 ℃に鋭い吸熱ピーク、400～680℃あたりに幅広な吸熱ピークが観察された。
A-0805 環礁上に成立する小島嶼国の地形変化と水資源変化に対する適応策に関する研究

$$ \begin{aligned}& お茶の水女子大学 \quad 人間文化創成科学研究科 \\&\langle 研究協力者 \rangle 日本学術振興会特別研究員 P D\text{}( お茶の水女子大学 )& 深山直子 \\&& 首都大学東京大学院社会科学研究科 \\&& 東京外国語大学アジア・アフリカ言語文化研究所 & 石森大知 ( 平成 20 年度 )\end{aligned} $$

平成20～22年度累計予算額：5,001千円（うち、平成22年度予算額：1,600千円）

予算額は、間接経費を含む。

[要旨] マーシャル諸島共和国、ツバル、キリバスにおいて、センサス情報・人口動態統計情報の収集調査、フィールド・センサス調査、文化人類学的手法によるライフヒストリー調査を遂行し、人口構造動態（移動による人口配置の経年変化と人口圧変動）と社会経済変動の総合的解明作業を実施した。さらに、生活圏形成の特質の重層的解明のために人口動態と景観構築過程に関する歴史人類学的調査を実施した。また、文化人類学的手法による民俗語彙（現地言語の語彙によるカテゴリー化）の調査に基づく現地社会の環境認識（伝統的生態知識体系）の分析を実施した。本研究により環礁州島の人口構造動態の流動性の高さ、この流動性に起因する環礁州島間の社会的ネットワークの重要性、そして、ネットワークによって結ばれた社会的潜在人口が生み出す人口圧の重要性をミクロなレベルにおいて解明することができた。特にツバルの事例研究から、年間で島人口とほぼ同数の移出入が延べ数で生起していることが判明し、環礁州島上に成立する社会を極めて流動性の高い開放系システムとしてモデル化すべきことが明示された。以上の解明点は、閉鎖系システムとして環礁社会を捉える旧来の視点から離脱して、開放系システムであることを前提とした環礁州島の環境政策提言を強く促すものである。

[キーワード] 人口移動、人口流動性、社会的潛在人口、ネットワーク、フィールド・センサス、

### 1. はじめに

環礁州島からなる南太平洋の小島嶼国は、土地資源と水資源の限定性に起因する脆弱性を基盤に抱えつつも、そこに独自な社会経済システムによる生活圈と居住様式を構築してきた。しかし、20世紀中葉以降の急激な近代化と都市化は、人口配置・社会編制・生計維持活動にかかわる社会変動、土地資源・水資源にかかわる資源消費／資源管理パターンの変動、そして環境汚染の問題を小島嶼国にもたらした。それゆえ、近代化による社会変動がもたらした環境負荷の増大過程とこれに対応する人間の生計維持戦略の実態を人間－環境系の視点から歴史的・総合的に評価して国土保全策を策定することが喫緊の課題となっている。同時に、南太平洋の環礁州島が近代化以前に形成・維持していた社会編制手法・資源利用手法・島嶼の社会ネットワーク化手法が近代化に起因する問題の解決に対して有するポテンシャルを総合的かつ適切に再評価することも求められている。