Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
$$ T^{*}=-J^{*}+0.5ln\left(\frac{1+J^{*}}{1-J^{*}}\right)^{J^{*}}_{J_{i}^{*}} $$

ここに、 $ J_{i}^{*}=J_{i}/J_{e} $ 、 $ J^{*}=J/J_{e} $ 、 $ T^{*}=t/T_{r} $ 、 $ T_{r}=J_{e}/(k_{d}\cdot\tau_{c}) $ である。

実験において水頭は $ 1.83 \, m \sim 2.43 \, m $ の範囲で変化させて解析を行った。計測間隔は侵食の進行具合により変更しながら平均6回程度計測を行った。一例として図-3に、粘土100%、含水比35%の試料を用いて計測した結果を示す。まず、6回計測した6組の計測時間と侵食深に対し、式(5)による計算値と実測値の誤差が最小になるようにAおよび $ f_{0} $ を決定し、その値を用いて式(5)から計算されるfとxの関係を図示したものが図-3である。図中において、式(5)の漸近線のf-軸切片が $ f_{0} $ になる。実測された値はほぼ式(5)の計算結果と一致している。

図-3 計測データの一例

一方、侵食係数 $ k_{d} $ は、実測された侵食深の時間変化が式(9)に一致するように決定する。図-4は、このように決定された $ k_{d} $ を用いて計算された侵食深の時間変化と式(9)から計算される無次元侵食深と時間の関係を示したものである。全てのケースに対して、この方法で $ \tau_{c} $ と $ k_{d} $ を決定した。
図-4 無次元侵食深 $ J^{*} $ と無次元時間 $ T^{*} $ との関係

#### 2.1.4 人工降雨装置による耐侵食性試験

図-5 に試験装置の全景を示す。本試験装置は、降雨装置（0.6 m×0.6 m）、転倒ます型雨量計（大起理化工業株式会社製、DIK-0201）、木製土槽（図-6を参照）、侵食土砂を測定するための容器で構成される。なお、本試験では繊維質固化処理土と比較するため、盛土の遮水性材料として使われている、まさ土とベントナイトの混合土（以下、ベントナイト混合土） $ ^{7)} $ でも検証した。なお、本試験は動的締固めによる供試体のみで行った。

図-5 室内土槽試験の全景

図-6 土槽の形状

図-6 に示すように、斜面角は一般的な盛土の斜面勾配の 1:1.5 を採用した $ ^{8)} $ 。本研
究では、雨量強度と侵食土砂量との関係を検討するため、雨量強度を70 mm/h、95 mm/h、120 mm/hの3ケースで土槽試験を実施した。降雨量の計測間隔は1分、土砂侵食量の計測間隔は30分とした。本試験では仙台市若林区藤塚で採取した砂質系津波堆積物を用いた。採取土には多くのがれきが混入していたため、炉乾燥で乾燥させた堆積物を2 mmのふるいを使い、ふるいを通過した土で供試体を作製した。

繊維質固化処理土の作製手順を述べる。まず試料に古紙破砕物を混合しやすくするため含水比が40％となるように加水調整する。含水比調整した試料に古紙破砕物とセメント系固化材を加え混合する。今回はこれまでの研究成果をもとに、古紙破砕物の添加量を25 kg/m³、セメント系固化材の添加量を60 kg/m³とした。次に初期養生として、上述の処理土を容器に入れて密封し、20±3℃で3日間静置する。初期養生後、突固めによって供試体を作製し、供試体から水分が蒸発しないように密封材で被覆し、20±3℃で7日間養生する。

一方、ベントナイト混合土はまさ土とベントナイトを6:1の乾燥質量比で混合し、含水比は締固め試験（JIS。A 1210）の結果で得られた最適含水比15.7%となるように加水調整した。供試体は突固めによって作製した。

#### 2.1.5 自然条件下による盛土試験

自然条件下に対する耐侵食性と浸透挙動を評価するための盛土試験を大学の敷地内で実施した。津波堆積物を用いた繊維質固化処理土と比較するため、ベントナイト混合土でも検証した。まさ土とベントナイトは6:1の乾燥質量比で混合し、含水比を15.7%（最適含水比）に調整して作製した。津波堆積物は宮城県名取市で採取した砂質系の津波堆積物を使用して繊維質固化処理土を生成した。繊維質固化処理土の作製条件はこれまでの研究成果より、初期含水比を40%、古紙破碎物の添加量を25 kg/m³、セメント系固化材の添加量を100 kg/m³と設定した。

図-7 に盛土試験の概要を示す。斜面角は一般的な盛土の斜面勾配の 1:1.5 を採用した。また、繊維質固化処理土とベントナイト混合土の覆土厚は環境省の方針 $ ^{3)} $ に従つ

(a) 盛土の全景
(b) 盛土の形状および寸法

図-7 自然条件下における盛土試験の概要

て 30 cm に設定した。基盤層（図-7 (b)の Natural ground）は土砂再資源化工場で生成した透水性の極めて低い繊維質固化処理土を用いた。

測定は2013年6月上旬から開始した。降雨量は転倒ます型雨量計（OW-34-BP、株式会社大田計器製作所製）を使って10分間隔で測定した。侵食土砂量は降雨後、定期的に側溝から流出土砂を採取し、 $ 110\pm5^{\circ}C $ の高温乾燥器で炉乾燥させ、その乾燥質量を測定した。盛土内の浸透挙動を具体的に把握するため、間隙水圧を測定できるテンシオメータを設置した。テンシオメータは図-8に示すように、セラミック製ポーラスカップ、タンク・パイプ、圧力センサで構成され、内部は脱気水で満たされている。テンシオメータは広く使われている機器であり $ ^{9} $ 、著者らも自然斜面に設置してリアルタイム測定を実施している $ ^{10),11} $ 。なお、テンシオメータを断熱カップで覆っている理由は、テンシオメータの圧力センサを防水し、さらに直射日射による圧力センサの日周期変動を抑えるためである。図-9にテンシオメータによる測定箇所（①～⑦）を示す。本試験では、盛土内の浸透挙動を詳細に把握するため、繊維質固化処理土とベントナイト混合土の斜面に各7本設置した。間隙水圧の測定間隔は降雨量と同じく10分とした。なお、本試験は室内降雨試験と同様、動的締固めによる供試体のみで測定を行った。
図-8 テンシオメータの概要（左：模式図、右：設置状況）

図-9 テンシオメータによる測定箇所

### 2.2 乾湿繰返しに対する耐久性試験

これまでの研究代表者らの研究により、繊維質固化処理土の高い耐久性は確認されている。この性能は、津波堆積物を対象にしても同様であると考えられるが、これまでと同様に乾湿線返しに対する高い耐久性を保持することを実験的に確認する。試験方法は独立行政法人土木研究所と（財）先端建設技術センターおよび民間22社が共同開発した「建設污泥の高度処理・利用技術」建設污泥改良土の耐久性に準拠した $ ^{12)} $ 。具体的には、直径5cm、高さ10cmの標準モールドを用いて供試体を作製し、40℃炉乾燥2日間、20℃水浸1日間の合計3日間を1サイクルとし、10サイクル線返し行い、各サイクルの乾燥後および水浸後に供試体の状況観察・写真撮影を行うとともに、所定のサイクル（0,2,6,10サイクル）終了後に一軸圧縮試験を行い、サイクル数の増加に伴う一軸圧縮強度の変化を調べる。状況観察では、表-1に示す健全度ランクにより供試体の健全度を数値化することにより評価する。本研究では10サイクル線返しても劣化せず、初期強度の90%を保持できる覆土材を生成するために必要な添加量の
決定などを行う。

表-1 供試体健全度ランク

ランク	クラック状況	欠落状況
A	外見上、ほとんど変化なし
B	微細クラック発生	表面剥離が局部的に発生
C	明瞭なクラックが一部に発生	供試体の一部が僅かに欠落
D	明瞭なクラックが全体に発生	供試体がより大きく欠落
E	供試体の一部または全体が崩落（～20%）
F	供試体が全体的に崩落、崩壊、供試体としての形は存在
G	供試体全体が崩落し、片々は塊状
H	供試体全体が崩落し、片々は細粒化～泥状化

### 2.3 透水性試驗

汚染土壌に降雨が浸透し、放射性物質が地下水層まで到達すると、汚染の範囲が格段に広がってしまうため、放射性物質の地下水層までの浸透は絶対に避けなければならない。つまり、難透水性は覆土材に求められる重要な機能の1つである。遮水材としは一般に透水性の低いベントナイトが使用されることが多いが、津波堆積物を利用して難透水性の覆土材が生成できればベントナイトを購入する必要がなく、津波堆積物の処分にも繋がる。そこで、砂質系および粘土系の津波堆積物に対して古紙破砕物およびセメント系固化材の添加量を種々変化させて繊維質固化処理土を作製し、大起理化工業株式会社の土壌透水性測定器（DIK-4012）を用いて透水性試験（変水位と雨水試験）を行い、処理土の透水性を評価し、古紙破砕物およびセメント系固化材の最適添加量を把握する。本研究では、改良土の難透水性に関する性能目標は環境省が示した方針 $ ^{13)} $ を参考に、目標透水係数を $ 1\times10^{-6} $ cm/sとする。

### 2.4 耐震性試験

津波堆積物を地盤材料として再資源化する際の改良土に求められる性能の一つとして、高耐震性が挙げられる。わが国は世界でも有数の地震大国であり、直近の事例を挙げると東北地方太平洋沖地震の影響により、日本各地で液状化による被害が発生した。繊維質固化処理土に対する耐震性に関するこれまでの研究では、建設汚泥を模擬した泥土を用いて作製した繊維質固化処理土は高耐震性を有することが確認されているが $ ^{14} $ 、津波堆積物には海岸の砂も多く含まれており液状化しやすい土である可能性が考えられるため、改良土の耐震性の評価は必要不可欠である。そこで、一般的な手法である繰返し非排水三軸圧縮試験により津波堆積物を使用した改良土の耐震性を評価した。
繰返し三軸圧縮試験装置は株式会社マルイ製、エアシリンダー制御式繰返し三軸圧縮試験装置「型式：MIS-235-1-06」を使用した。セル内への加圧は、エアーレギュレーターによる手動制御方式で恒圧制御を行う。負荷容量はセル圧が0.6 MPa、背圧が0.3 MPaである。繰返し荷重の載荷は、ベロフラムシリンダー、空圧電磁弁を用いた電気・空圧サーボ方式で最大負荷能力は約3 kN、シリンダーストロークは100 mmである。載荷はPCにて制御を行い、繰返し軸荷重は正弦波形による荷重制御で0.05 Hz～1.0 Hzの周波数で載荷できる。軸ひずみ、軸荷重、間隙水圧、セル圧はそれぞれ軸変位計、ロードセル、間隙水圧計、セル圧計からの信号値を制御ラック盤に内蔵されているアンプを介して、デジタルデータとしてPCに取り込むことができる。

### 3. 結果と考察

### 3.1 動的締固めによる改良土の機能性評価

#### 3.1.1 降雨に対する耐侵食性評価

## (1) 水中噴流試験装置の妥当性評価試験

耐侵食性試験に先立ち、品質一定の泥土を用いて同一条件で複数回実験を行い、データのバラツキを求め、装置の妥当性を評価するとともに、本研究における同一条件での実験回数を決定した。本来であれば、覆土材の脆弱性を検討するには、同一条件で複数回実験を行うことが望ましい。しかし、本実験は先述した測定方法の性質上、1回の実験に長時間を要する。そこで初めに未処理土、固化処理土（セメント添加量60 kg/m³）および繊維質固化処理土（古紙破砕物添加量50 kg/m³、セメント系固化材添加量60 kg/m³）に対して同一条件で5回の測定を行い、得られたデータのバラツキについて検討した。妥当性評価実験では試料として市販されている粘土とシルトを混合した土を用いた。これは市販のシルトおよび粘土を混合して作製した泥土であれば常に一定品質の泥土を用いて実験を行うことができるためである。

表-2 に限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ の平均値、最大値あるいは最小値と平均値との偏差（=（最大値（最小値）－平均値）/平均値×100）を示す。

限界せん断力に関しては、未処理土と固化処理土の偏差は同程度であるが、繊維質固化処理土の偏差は未処理土に比べてかなり小さくなっている。一方、侵食係数に関しては、固化処理土および繊維質固化処理土の偏差は未処理土に比べて非常に小さくなっている。これは、固化処理土および繊維質固化処理土はセメント系固化材の影響で硬化し、試料の個体差が未処理土の場合よりも小さくなり、その結果、データのバラツキが小さくなったためと考えられる。そこで、本試験では未処理土の実験では同一条件で3回の実験を行って平均値を求めるが、固化処理土および繊維質固化処理については、計測時間の都合上、1回の実験値を代表値として用いることにした。
表-2 限界せん断力および侵食係数の平均値および偏差

限界せん断力τc	原土(未処理土)	固化処理土	繊維質固化処理土
平均値[Pa]	6.50	40.3	51.6
最大値との偏差[%]	12.7	13.2	1.05
最小値との偏差[%]	-8.3	-25.7	-1.37
侵食係数kd	原土(未処理土)	固化処理土	繊維質固化処理土
平均値[cm³/Ns]	37.3	0.0041	0.0021
最大値との偏差[%]	60.5	9.0	8.1
最小値との偏差[%]	-69.6	-13.3	-6.8

## (2) 模擬泥土を用いた繊維質固化処理土の耐侵食性評価

本実験ではシルトと粘土を質量比 6:4 で混合することによって、模擬泥土を作製し、それを用いて生成した繊維質固化処理土の耐侵食性について検討した。模擬泥土を作製し、実験試料として用いた理由は先述したとおり市販のシルトおよび粘土を混合して作製した泥土であれば常に一定品質の泥土を用いて実験を行うことができるためである。模擬泥土の粒径加積曲線を図-10に示し、締固め曲線を図-11に示す。締固め試験はJIS A 1210（A-a 法）で行った。

図-10 模擬泥土の粒径加積曲線

図-11 模擬泥土の締固め曲線

初期含水比、古紙破砕物の添加量、セメント系固化材の添加量などの条件を表-3に示す。未処理土は供試体が最も密になる含水比、つまり最大乾燥密度となる含水比よりやや湿潤側の25%で締固めを行った。そして、侵食係数 $ k_{d} $ 、限界せん断力 $ \tau_{c} $ を算出した。
表-3 試料の作製条件

初期含水比 [%]	古紙破砕物の添加量 [kg/m³]	セメント系固化材の添加量 [kg/m³]
原土(未処理土)	25	0	0
固化処理土	100	0	20,40,60
繊維質固化処理土	10,30,50	20,40,60

図-12 に一定の古紙破砕物の添加量に対してセメント系固化材の添加量を変えた場合の試験結果を示す。図-12 は古紙破砕物を添加していない従来のセメント系固化材のみの固化処理土に対する結果である。一方、図-13 は古紙破砕物の添加量が $ 30\ kg/m^{3} $ の場合の結果である。セメント系固化材の添加量の増加に伴い、限界せん断力 $ \tau_{c} $ は緩やかに上昇しているのに対し、侵食係数 $ k_{d} $ は減少していることがわかる。これはセメント系固化材の添加量が増加するほど、侵食に対する強度が上昇していることを示している。また、図-12 に示す従来の固化処理土の場合は、セメント系固化材の添加量が増加するにつれて侵食係数が急減しているものの、図-13 の繊維質固化処理土の場合はセメント添加量の増加に対して侵食係数の減少は緩やかである。また、図-12 および図-13 の侵食係数 $ k_{d} $ の結果より、古紙破砕物を加えることで耐侵食性に優れ、セメント系固化材の使用量を抑えた地盤材料を作ることができると考えられる。

図-14 にセメント系固化材の添加量が $ 60\ kg/m^{3} $ の場合に対する古紙破砕物の添加量を変えた試験結果を示す。図-14 より、古紙破砕物の添加量の増加に伴い、限界せん断力 $ \tau_{c} $ は緩やかに上昇しているのに対し、侵食係数 $ k_{d} $ は減少していることがわかる。これは古紙破砕物の添加量が多いほど侵食に対する強度が上昇していることを示している。つまり、古紙破砕物を添加することによって侵食しにくい地盤材料を生成することができると考えられる。

図-12 従来の固化処理土に対するセメント系固化材の添加量の影響
The additive amount of cement [kg/m³]

図-13 繊維質固化処理土に対するセメント系固化材の添加量の影響

図-14 繊維質固化処理土に対する古紙破砕物の添加量の影響

図-15 は未処理土、固化処理土、繊維質固化処理土の限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ の関係をまとめた結果である。図-15 に示されている「Very erodible」「Moderately erodible」「Moderately resistant」「Resistant」「Very resistant」は Hanson らが河川の侵食に関する研究を行った際に用いられた限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ による耐侵食性の評価区分である。つまり、図-15 においてプロットがより右下にあれば耐侵食性に優れているということになる。

図-15 から固化処理土および未処理土と比較して、繊維質固化処理土は耐侵食性に優れた区分にあることがわかる。すなわち、本試験から繊維質固化処理土が侵食に対して高い耐久性を有していることを明らかにすることができた。
図-15 限界せん断力 $ \tau_{c} $ と侵食係数 $ k_{d} $ の関係

## (3) 津波堆積物を用いた繊維質固化処理土の耐侵食性評価

本試験では、宮城県仙台市藤塚で採取した砂質系津波堆積物、宮城県気仙沼市で採取した粘土質系津波堆積物、その二つを質量比1:1の割合で混合した混合津波堆積物を用いて繊維質固化処理土を作製し、繊維質固化処理土の耐侵食性を検討した。各津波堆積物の写真を図-16に、各津波堆積物の粒径加積曲線を図-17に示す。

表-4 に初期含水比、古紙破砕物の添加量、セメント系固化材の添加量などの配合条件を示す。セメント系固化材および古紙破砕物を添加しない未処理の砂質系津波堆積物は含水比 100% では締固めを行うことができなかったため、本試験では模擬泥土の場合と同様に含水比 25% に調整した。気仙沼で採取した粘土系津波堆積物は分級作業を経て得られたものであり、凝集剤が含まれているため、採取した時点で含水比約 100% の状態であった。粘土質系津波堆積物および混合津波堆積物には凝集剤が含まれており、乾燥させると団粒化する可能性があったため、炉乾燥を行わなった。また、加水調整を行わない状態では古紙破砕物、セメント系固化材を添加して繊維質固化処理土を作製することが困難であったため、本実験では初期含水比を 150% に加水調整

(a) 砂質系

(b) 粘土質系

図-16 本試験で使用した津波堆積物

(c) 混合
図-17 本試験で使用した津波堆積物の粒径加積曲線

し、固化処理土、繊維質固化処理土を作製した。初期状態でセメント系固化材、古紙破砕物を添加しない粘土質系津波堆積物と混合津波堆積物の未処理土は含水比25%で調整することができないため、加水調整を行わず、それぞれ含水比100%および50%の状態で締固めを行い、供試体を作製した。そして、侵食係数 $ k_{d} $ 、限界せん断力 $ \tau_{c} $ を算出した。

表-4 試料の作製条件

初期含水比
[%]	古紙破碎物の
添加量[kg/m³]	セメント系固化材の
添加量[kg/m³]
原土
(未処理土)	砂質系	25	0	0
粘土質系	100
混合	50
固化処理土	砂質系	100	20,40,60	0
粘土質系	150
混合	100
繊維質
固化処理土	砂質系	100	20,40,60	10,30,50
粘土質系	150
混合	100

ところで、フミン酸やフルボ酸など有機物が多く含まれている高含水比泥土の場合、これらの有機物はセメント系固化材の水和反応を阻害する性質があるので、必要な強度が得られないことがある。そのため、予備実験により一般軟弱土用固化材の他に高有機質土用固化材を用いて津波堆積物を改良した結果、一般軟弱土用固化材でも十分な強度が得られることが確認できたため、本実験では安価な一般軟弱土用固化材を使用した。
## (a) 砂質系津波堆積物を用いた場合

図-18 に古紙破砕物を添加していない従来の固化処理土を用いた結果を示し、図-19 に古紙破砕物の添加量を $ 10\ kg/m^{3} $ 、 $ 30\ kg/m^{3} $ 、 $ 50\ kg/m^{3} $ とした場合の結果を示す。セメント系固化材の添加量の増加に伴い限界せん断力 $ \tau_{c} $ は緩やかに上昇しているのに対し、侵食係数 $ k_{d} $ は減少していることがわかる。これはセメント系固化材の添加量の増加により、侵食に対する強度が上昇していることを示している。つまり、模擬泥土と同様に砂質系津波堆積物の場合でも古紙破砕物を加えることで耐侵食性に優れ、セメント系固化材の使用量を抑えた地盤材料を作ることができると考えられる。

図-18 従来の固化処理土に対するセメント系固化材の添加量の影響

(a) 古紙破砕物の添加量が $ 10 \, kg/m^{3} $ の場合
(b) 古紙破砕物の添加量が $ 30 kg/m^{3} $ の場合

(c) 古紙破砕物の添加量が $ 50 kg/m^{3} $ の場合

図-19 繊維質固化処理土に対するセメント系固化材の添加量の影響

図-20 にセメント系固化材の添加量を一定とし、古紙破砕物の添加量を変えた場合の試験結果を示す。試験結果より古紙破砕物の添加量の増加に伴い、限界せん断力 $ \tau_{c} $ は緩やかに上昇しているのに対し、侵食係数 $ k_{d} $ は減少していることがわかる。これは古紙破砕物の添加量が多いほど侵食に対する強度が上昇していることを示している。つまり、古紙破砕物を添加することによって侵食しにくい地盤材料を生成することができると考えられる。
(a) セメント系固化材の添加量が $ 20 kg/m^{3} $ の場合

(b) セメント系固化材の添加量が $ 40 \, kg/m^{3} $ の場合

(c) セメント系固化材の添加量が $ 60 kg/m^{3} $ の場合

図-20 繊維質固化処理土に対する古紙破砕物の添加量の影響
図-21 は未処理土、固化処理土、繊維質固化処理土の限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ の関係をまとめた結果である。図-21 から固化処理土や未処理土と比較して、繊維質固化処理土が耐侵食性に優れた区分にあることがわかる。すなわち、本試験から砂質系津波堆積物を用いて作製した繊維質固化処理土が侵食に対して高い耐久性を有していることを明らかにすることができた。

図-21 限界せん断力 $ \tau_{c} $ と侵食係数 $ k_{d} $ の関係（砂質系津波堆積物）

## (b) 粘土質系津波堆積物を用いた場合

図-22 に古紙破砕物を添加していない従来の固化処理土を用いた結果を示し、図-23 に古紙破砕物の添加量を $ 10\ kg/m^{3} $ 、 $ 30\ kg/m^{3} $ 、 $ 50\ kg/m^{3} $ とした場合の結果を示す。試験結果より、限界せん断力 $ \tau_{c} $ は緩やかに上昇しているのに対し、侵食係数 $ k_{d} $ は減少していることがわかる。これはセメント系固化材の添加量の増加に伴い、侵食に対する強度が上昇していることを示している。

図-22 従来の固化処理土に対するセメント系固化材の添加量の影響
(a) 古紙破砕物の添加量が $ 10 kg/m^{3} $ の場合

(b) 古紙破砕物の添加量が $ 30 kg/m^{3} $ の場合

(c) 古紙破砕物の添加量が $ 50 kg/m^{3} $ の場合

図-23 繊維質固化処理土に対するセメント系固化材の添加量の影響
図-24 にセメント系固化材の添加量を一定とし、古紙破砕物の添加量を変えた場合の試験結果を示す。未処理土、砂質系津波堆積物を用いた繊維質固化処理土を作製した場合、古紙破砕物の添加量が増加するほど、限界せん断力 $ \tau_{c} $ は緩やかに増加し、侵食係数 $ k_{d} $ は減少した。しかし、粘土質系津波堆積を用いた本実験結果からは同様の傾向は確認することができなかった。これは粘土系津波堆積物に含まれる凝集剤が影響していると考えられる。本実験では団粒化している粘土質系津波堆積物に加水を行い、初期含水比 150% で固化処理土、繊維質固化処理土を作製したが、古紙破砕物を十分混合することが難しく、繊維が絡み合わなかったため、あまり耐侵食性が向上しなかったと考えられる。

(a) セメント系固化材の添加量が $ 20 kg/m^{3} $ の場合

(b) セメント系固化材の添加量が $ 40 \, kg/m^{3} $ の場合
(c) セメント系固化材の添加量が $ 60 kg/m^{3} $ の場合

図-24 繊維質固化処理土に対する古紙破砕物の添加量の影響

図-25 は未処理土、固化処理土、繊維質固化処理土の限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ の関係をまとめた結果である。全体の傾向としては、固化処理土や未処理土と比較して、繊維質固化処理土が耐侵食性に優れた区分にあることがわかる。すなわち、本試験から繊維質固化処理土が侵食に対して高い耐久性を有していることを明らかにすることができた。すなわち、粘土質系津波堆積物を用いた場合でも固化処理土や通常土と比較して、繊維質固化処理土の侵食に対する高い強度を明らかにすることができた。

図-25 限界せん断力 $ \tau_{c} $ と侵食係数 $ k_{d} $ の関係（粘土質系津波堆積物）

しかし、セメント系固化材の添加量が $ 20 \, kg/m^{3} $ の場合、固化処理土、繊維質固化処理土は未処理土と比較してそれほど高い耐侵食性を有していないことがわかる。これは初期含水比が高いため、セメント系固化材の添加量が少ない状態では適切な締固め
が行われていないためであると推察される。また、粘土質系津波堆積物を用いた場合、セメント系固化材のほうが古紙破砕物に比べて、侵食に対する強度に影響を与えていることが顕著に明らかとなっている。これは凝集剤の影響で古紙破砕物が試料に対してなじみにくいのに対し、セメント系固化材は粒径が小さく凝集剤が含まれた試料にも均一に混合されるためであると考えられる。

## (c) 混合津波堆積物を用いた場合

図-26 は未処理土、固化処理土、繊維質固化処理土の限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ の関係をまとめた結果である。図-26 より、固化処理土や未処理土と比較して、繊維質固化処理土が耐侵食性に優れた区分にあることがわかる。また、砂質系津波堆積物および粘土質系津波堆積物の結果と同様、繊維質固化処理土が侵食に対して高い耐久性を有していることを明らかにすることができた。

しかし、セメント系固化材の添加量が $ 20\ kg/m^{3} $ の場合、固化処理土、繊維質固化処理土は未処理土と比較してそれほど高い耐侵食性を有していないことがわかる。これは初期含水比が高いため、セメント系固化材の添加量が少ない状態では適切な締固めが行われていないことが原因であると考えられる。また、先に示した粘土質系津波堆積物を用いた場合の試験結果より、セメント系固化材のほうが古紙破砕物に比べて、侵食係数 $ k_{d} $ （侵食に対する強度）の変化への影響が大きいことが確認されている。これも粘土質系津波堆積物を用いて作製した繊維質固化処理土と同様、凝集剤の影響で古紙破砕物が試料に対してなじみが悪くなるのに対し、セメント系固化材は粒径が小さく凝集剤が含まれた試料にも均一に混合されるためであると考えられる。

図-26 限界せん断力 $ \tau_{c} $ と侵食係数 $ k_{d} $ の関係（混合津波堆積物）

## (d) 考察

図-27 に模擬泥土および津波堆積物の耐侵食性の関係をまとめた図を示す。未処理
土はセメント系固化材、古紙破砕物を全く添加しないもの、固化処理土はセメント系固化材を $ 60 \, kg/m^{3} $ 添加し、古紙破砕物を添加しないもの、繊維質固化処理土はセメント系固化材を $ 60 \, kg/m^{3} $ 、古紙破砕物を $ 50 \, kg/m^{3} $ 添加したものを示している。

図-27 限界せん断力 $ \tau_{c} $ と侵食係数 $ k_{d} $ の関係のまとめ

図-27 より、未処理土の耐侵食性を比較すると模擬泥土が最も高く、次いで混合津波堆積物、粘土質系津波堆積物であり、砂質系津波堆積物が最も低くなっている。一般的に耐侵食性の評価方法には粘土含有率、粘着力、乾燥密度などがパラメータとして用いられている $ ^{15} $ 。表-5 に各試料の均等係数 $ U_{\mathrm{c}}\left(=D_{60}/D_{10}\right) $ および曲率係数 $ U_{\mathrm{c}}^{\prime}\left(=\left(D_{30}\right)^{2}/\left(D_{10}D_{60}\right)\right) $ を示す。 $ D_{i} $ は粒子全体の質量の i%が通過したときの粒径を示している。

表-5 各津波堆積物の均等係数および曲率係数

$ D_{10} $ [μm]	$ D_{30} $ [μm]	$ D_{50} $ [μm]	$ D_{60} $ [μm]	$ U_{c} $ [-]	$ U_{c}' $ [-]
模擬泥土	3.1	10.2	17.8	22.7	7.32	1.478
砂質系津波堆積物	10.7	117.6	289.5	332.0	31.12	3.904
粘土質系津波堆積物	12.5	28.2	53.0	71.7	5.74	0.899
混合津波堆積物	4.5	15.3	26.1	32.4	7.2	1.606

表-5 より、砂質系津波堆積物は粒度がよいため $ (U_{\mathrm{c}} \geq 10 $ および $ \sqrt{U_{\mathrm{c}}} \geq U_{\mathrm{c}}' > 1) $ 、乾燥密度が高いと考えられるが、他の津波堆積物と比較して粘土含有率が低く、粘着力がほとんどないため、より低い耐侵食性を示したと推察される。

図-27 に示す固化処理土の耐侵食性についても未処理土の耐侵食性と同様、模擬泥土が最も高く、次いで粘土質系津波堆積物、混合津波堆積物であり、砂質系津波堆積
物が最も低くなっている。この理由も未処理土の場合と同様であると考えられる。一方、繊維質固化処理土については、模擬泥土の耐侵食性が最も高く、それ以外の津波堆積物はほとんど差のない同程度の耐侵食性を有していることがわかる。また、土質改良を施すことによって耐侵食性の差が小さくなっていることも試験結果からわかる。つまり、繊維質固化処理土工法は様々な土質に対して適用可能であり、繊維質固化処理土工法を適用することによって安定した耐侵食性を有する土砂に改良することができることが本試験で明らかとなった。

以上の試験結果をもとに、繊維質固化処理土が未処理土および固化処理土と比較してどれほどの耐侵食性を有しているかについて考察する。ここでは式(1)で示される侵食速度 $ \varepsilon $ をもとに考察する。侵食速度 $ \varepsilon $ を求めるには侵食係数 $ k_{d} $ 、流体に作用するせん断力 $ \tau_{e} $ 、限界せん断力 $ \tau_{c} $ を求める必要がある。限界せん断力 $ \tau_{c} $ および侵食係数 $ k_{d} $ は試験結果より求めることができるものの、 $ \tau_{e} $ は侵食深によって変化する値である。そこで、式(3)のジェットによる最大せん断力 $ \tau_{0} $ の半分のせん断力が加わるときの侵食速度について比較検討した。

図-28 に模擬泥土、砂質系津波堆積物、粘土質系津波堆積物、混合津波堆積物の侵食速度の比（＝ 改良土侵食速度 $ \varepsilon_{m} $ / 未改良土の侵食速度 $ \varepsilon_{n} $ ）とセメント系固化材の添加量との関係を示す。ここで、図中の判例の S は未処理土、CS は固化処理土、FCS は繊維質固化処理土を表す。また、FCS の次に示した数字は古紙破砕物の添加量 $ [kg/m^{3}] $ である。図-28 より、侵食速度の比は古紙破砕物およびセメント系固化材の添加量によって変化することがわかる。

(a) 模擬泥土
(b) 砂質土系津波堆積物

(c) 粘土質土系津波堆積物

(d) 混合津波堆積物

図-28 セメント系固化材の添加量と侵食速度の比の関係
表-6 は各試料が最も硬化する条件（セメント系固化材の添加量 $ 60\ kg/m^{3} $ 、古紙破碎物の添加量 $ 50\ kg/m^{3} $ ）で作製した繊維質固化処理土が未処理土に対して何倍の耐侵食性を有しているかを示しており、表-7 は各試料が最も硬化する条件（セメント系固化材添加量 $ 60\ kg/m^{3} $ 、古紙破碎物添加量 $ 50\ kg/m^{3} $ ）で作製した繊維質固化処理土が固化処理土（セメント系固化材の添加量 $ 60\ kg/m^{3} $ ）に対して何倍の耐侵食性を有しているかを示している。ここで、εFCS は繊維質固化処理土（セメント系固化材の添加量 $ 60\ kg/m^{3} $ 、古紙破碎物の添加量 $ 50\ kg/m^{3} $ ）の侵食速度、εCS は固化処理土（セメント系固化材添加量 $ 60\ kg/m^{3} $ ）の侵食速度、εS は未処理土の侵食速度を表す。最も繊維質固化処理土工法の効用が大きかったのは砂質系津波堆積物であり、侵食速度は未改良土と比較して約 $ 10{,}000 $ 倍、固化処理土と比較して約 24 倍小さい値（すなわち耐侵食性が高い）が得られた。これは、τ₀ の半分のせん断力が加えられたとき、繊維質固化処理土は未改良土の $ 10{,}000 $ 分の 1、固化処理土 24 分の 1 程度の速度で侵食が進むこととなり、繊維質固化処理土が極めて高い耐侵食性を有していることになる。また、他の試料を用いて作製した繊維質固化処理土の侵食速度も未処理土および固化処理土と比較して非常に遅く、大きな耐侵食性を有していることがわかった。

以上より、動的締固めにより作製した繊維質固化処理土は放射能汚染土に対する覆土材に求められる機能性の一つである高い耐侵食性を有していることが確認された。

表-6 各試料に対する $ \varepsilon_{S}/\varepsilon_{FCS} $

$ \varepsilon_{s}/\varepsilon_{fcs} $ [-]
模擬泥土	989.0
砂質系津波堆積物	9578.1
粘土質系津波堆積物	1115.7
混合津波堆積物	517.8

表-7 各試料に対する $ \varepsilon_{CS}/\varepsilon_{FCS} $

$ \varepsilon_{\mathrm{cs}}/\varepsilon_{\mathrm{fcs}} $ [-]
模擬泥土	17.9
砂質系津波堆積物	23.8
粘土質系津波堆積物	3.3
混合津波堆積物	3.2

#### 3.1.2 人工降雨装置による耐侵食性試験

図-29 に雨量強度に対する侵食状況を示す。なお、降雨装置の性能上、雨滴の落下場所が固定され同じ場所で侵食されている。図-29 から、ベントナイト混合土は時間が経過するにつれ雨滴による侵食が深く大きくなっていることが分かる。また、雨量強度が増すほど、法先において試料が液状化し、斜面が崩れる時間が早くなっている様子が確認される。一方、繊維質固化処理土ではベントナイト混合土と比べて降雨に対して侵食しにくいことが明らかとなった。
30 分後

1 時間後

2 時間後

4 時間後

(a) 時間雨量 70 mm/h

30 分後

1 時間後

2 時間後

4 時間後

(b) 時間雨量 95 mm/h

30 分後

1 時間後

2時間後

4 時間後

(c) 時間雨量 120 mm/h

図-29 降雨に対する侵食状況（左：繊維質固化処理土、右：ベントナイト混合土）

図-30 に経過時間に対する 30 分間降水量と累積侵食土砂量の関係を示し、図-31 に雨量強度と総侵食土砂量の関係を示す。図-30 より、降雨装置の性能上、30 分間降水量に多少ばらついているものの、降水量の平均値はそれぞれ 71.5 mm/h、93.6 mm/h、118.3 mm/h と設定雨量強度とほぼ同じ値であった。図-30 および図-31 から、ベントナイト混合土では雨量強度が増加するほど累積流出土量の変化が大きくなり、より多くの土が流出した。一方、図-31 に示すように、繊維質固化処理土はベントナイト混合土よりも雨量強度の影響を受けていないことがわかる。なお、雨量強度が 95 mm/h のときの繊維質固化処理土の流出量が雨量強度 70 mm/h の時よりもやや小さい値となっているが、これは誤差の範囲内であると考えられる。

したがって、繊維質固化処理土はベントナイト混合土に比べて非常に高い耐侵食性を有していると言える。これは、古紙破砕物とセメント系固化材の添加によって繊維
質物質が土粒子間に入り込んで複雑に絡み合い、土粒子間の結合力を非常に強くしているためであると考えられる。また、今回の供試体の条件より、繊維質固化処理土の飽和透水係数（ $ 1.1\times10^{-4} $ cm/sec）は通常土（ $ 3.6\times10^{-3} $ cm/sec）に比べオーダーが1桁低かったことから、雨水の浸透によって間隙水圧が上昇し土粒子間の結合力が弱まることを防いでいることも高い耐侵食性を示す要因の一つであると考えられる。

(a) 時間雨量 70 mm/h (b) 時間雨量 95 mm/h (c) 時間雨量 120 mm/h

図-30 設定時間雨量に対する 30 分間雨量および累積侵食土砂量の関係

図-31 雨量強度と総侵食土砂量の関係
#### 3.1.3 自然条件下による盛土試験

図-32 に経過日数に対する総雨量と累積侵食土砂量の関係を示す。本試験では侵食土砂の回収や各降雨データの集計を一連の降雨ごとに行った。一連の降雨とは降り始め前・降り終わり後が24時間無降雨の一続きの雨のことである。193日間の累計流出土量は、通常土が26,275 g、繊維質固化処理土が3,246 gとなり、繊維質固化処理土は通常土に対し質量比で約1/8しか流失せず、降雨に対する高い耐久性が示された。また図-32より、1日雨量と流出土量にあまり相関関係が無いことが分かる。これは流出土量が1日雨量のような長い時間の雨量の累計よりも、より短い瞬間的な降雨強度によって左右されているためと考えられる。

図-32 経過日数に対する総雨量および累積侵食土砂量の関係

図-33 に盛土法面の侵食状況を表す。また、試験開始後 178 日後の拡大写真を図-34 に示す。ベントナイト混合土は、試験開始直後に対して 92 日後および 178 日後の写真を見ると表面に小さな凹凸が多数見られ、降雨によって侵食が進んでいることが確認できる。一方、繊維質固化処理土は、試験開始直後に対して 92 日後および 178 日後の写真ともに、湿り気による表面の質感の違いはあるものの、表面の変化はほとんど見られなかった。図-33 および図-34 より、繊維質固化処理土の降雨耐久性の高さを目視でも確認することができた。
(i) 試験開始

(ii) 92 日後

(iii) 178 日後

(i) 試験開始

(a) ベントナイト混合土

(ii) 92 日後

(iii) 178 日後

(b) 繊維質固化処理土

図-33 降雨に対する侵食状況

(a) ベントナイト混合土

(b) 繊維質固化処理土

図-34 降雨に対する侵食状況の拡大写真

図-35 に各種降雨パラメータと流出土量の関係を示す。各種降雨パラメータとは、最大10分間雨量（一連の降雨の中で最大の10分間雨量）、総雨量（一連の降雨中に降った合計の雨量）、降雨継続時間（一連の降雨が継続した時間）の3種類のパラメータであり、決定係数が最も高くなるような近似直線または近似曲線を示している。

図-35(a)～(c)の近似直線および近似曲線に対する決定係数 $ R^{2} $ を比較すると、各降雨に対する流出土量は最大10分間雨量と最も相関関係があることが分かる。このことから降雨継続時間の長短や総雨量の大小による降雨履歴の違いよりも、瞬間的な雨の強さが流出土量に大きく影響していることが分かる。流出土量と最も高い相関を示した最大10分間雨量を、さらに累積によってまとめたものが図-35(d)である。図-35(d)で得られた近似式を用いれば、任意の地点の降水量を入力することで流出土量の予測を行うことができる。今回は気象庁の福島県福島市の10分間降雨データ1年分（2012
年12月1日～2013年11月30日）を用いて流出土量予測を行ったところ、今回の示す盛土に対して繊維質固化処理土は1面あたり4,872 g、ベントナイト混合土は1面あたり38,435 g流出することが予測された。また、試験盛土の法面面積および覆土の乾燥密度を考慮すると、繊維質固化処理土は0.10 cm、通常土は0.51 cmの侵食深さとなることが予測された。仮に侵食深さが一定以上になったときに覆土を補うというメンテナンスを考えると、繊維質固化処理土は通常土に比べて5倍の期間メンテナンスを必要としないことに等しい。したがって、繊維質固化処理土はベントナイト混合土に比べて非常に高い耐侵食性を有していることが明らかとなった。

(a) 最大 10 分間雨量

(b) 総雨量

(c) 降雨继続時間

(b) 累積最大 10 分間雨量

図-35 各種降雨パラメータと流出土量の関係
図-36 にベントナイト混合土と繊維質固化処理土の間隙水圧、10 分間雨量の測定結果例を示す。なお、図-36 の判例の①ないし⑦は図-9 に対応している。テンシオメータの不具合で測定できなかった結果（ベントナイト混合土の④と⑤、繊維質固化処理土の③と⑤）は示していない。図-36 に示すように、間隙水圧は降雨によって増加し、降雨後は減少する様子が見られ、ベントナイト混合土と繊維質固化処理土の間隙水圧が増加するタイミングはほとんど同じであった。これはベントナイト混合土と繊維質固化処理土の雨水浸透挙動が似ていることを意味しており、それぞれの透水係数の結果（ベントナイト混合土： $ 1.6 \times 10^{-7} \, cm/sec $ 、繊維質固化処理土： $ 2.0 \times 10^{-7} \, cm/sec $ ）からも解釈することができる。7 月 23 日以降は降雨が続いたために間隙水圧は 0 kPa 付近（飽和状態）であった。一般に降雨に伴う間隙水圧の増加、特に正圧が続くと斜面は不安定になりやすいと言われており、著者らも過去の崩壊履歴と間隙水圧の測定結果からこの現象を考察している $ ^{10)} $ 。

図-36 降雨に対する間隙水圧の経時変化

さらに試験を行った全期間に渡る間隙水圧のデータから雨水浸透挙動を評価するために、間隙水圧を図-37に示すように、まずセンサ毎に全期間に渡って最大値と最
小値を調べ、その最大値と最小値の間で一定の基準値以上を示した回数をカウントする方法によって間隙水圧のデータを整理することにした。各テンシオメータの圧力センサはそれぞれ校正しているもののデータがセンサ毎に上下に大きくばらついており、このデータを正規化するために採用した手法である。今回は基準値を70%とした。これは様々な基準値において値を比較した結果、70%のときがセンサ毎の傾向が表れたためである。

この手法によって試験期間全てのデータを整理した結果を図-38に示す。ベントナイト混合土と繊維質固化処理土では水分特性が異なっているために双方をそのまま比較することはできないため、各土同士で傾向を把握することにする。まず両方の1番～4番を見ると、ベントナイト混合土は1番と3番のカウント数が2番、4番のカウント数に比べて高いのに対し、繊維質固化処理土では2番、4番のカウント数が1番と3番に比べて高くなる傾向を示している。このことからベントナイト混合土は表面に雨水が留まりやすいのに対して、繊維質固化処理土は深い部分に水が浸透しやすいと推察される。

図-37 間隙水圧の変動評価手法の概念図

(a) ベントナイト混合土

(b) 繊維質固化処理土

図-38 間隙水圧のカウント数
このような傾向が得られたのは、繊維質固化処理土は締固めが不十分であり、透水係数が所定の値よりも上昇している可能性があることが考えられる。実際に盛土を造成するときのベントナイト混合土の乾燥密度は1.77 g/cm³、繊維質固化処理土は1.34 g/cm³（いずれも最大乾燥密度）に設定した。しかし、試験終了後コアサンプリングによって実際の乾燥密度を実測した結果、ベントナイト混合土が1.67 g/cm³（締固め度95%）、繊維質固化処理土が1.12 g/cm³（締固め度84%）となっていることが分かった。実際現場で施工する際の品質基準として、盛土では締固め度85%~95%を基準とする場合が多い $ ^{16} $ 。つまり、今回の繊維質固化処理土は締固めが不十分であったと解釈される。その結果、ベントナイト混合土が雨水を表面付近で留める一方、繊維質固化処理土は雨水を深部にまで浸透している、すなわち難透水性が低いことが推測される。また、それぞれの土の1番～4番と5番～7番を比較すると、どちらの土においても5番～7番の方が平均的に多くカウントしている。これは水が覆土内を重力によって下方へ浸透し、法面上方に比べて法面下方の方に滞留しやすいことを示していると考えられる。

#### 3.1.4 乾湿繰返しに対する耐久性評価

## (a) 使用した津波堆積物の粒度および作製条件

本試験で使用した津波堆積物の粒径加積曲線を図-39に示す。堆積物Aは仙台市若林区藤塚、堆積物Bは気仙沼市、堆積物Cは名取市広浦湾で採取したものである。

図-39 使用した津波堆積物の粒径加積曲線

表-8 に試料の作製条件を示す。試料は堆積物 A、B、C の 3 種類で、それぞれの試料においてセメント系固化材のみで改良した固化処理土、セメント系固化材と古紙破砕物を加えて改良した繊維質固化処理土の 2 種類を作製した。また、堆積物 C については後述するが、改良土の強度の減少がみられたため追試験として含水比を下げて改良した試料を用意した。
表-8 試料の作製条件

供試体No.	津波堆積物	初期含水比[%]	古紙破砕物の添加量[kg/m³]	セメント系固化材の添加量[kg/m³]
A1	Sludge A	40	0	60
A2	40	25	60
B1	Sludge B	150	0	100
B2	150	25	100
C1	Sludge C	60	0	80
C2	60	25	80
C3	40	25	100

## (b) 試験結果

試験に先立ち、一軸圧縮試験で得られる破壊強度および破壊ひずみの目標値を現場での試験施工を参考に、破壊強度は $ 125 \, kN/m^{2} $ 以上、破壊ひずみは 5% 以上に設定した $ ^{17)} $ 。また、乾湿繰り返しに対する耐久性の目標値として、10 サイクル時の破壊強度が 0 サイクル時の破壊強度の 90% 以上とした。

図-40 に供試体のサイクル数と健全度の関係を、図-41 に供試体の0 サイクル時および10 サイクル時の写真を示す。B1 およびC1 はセメント系固化材のみで改良した固化処理土であるが、この2 条件は2~4 サイクルあたりから健全度が悪くなりサイクル数の増加に伴い供試体の劣化が認められた。これは乾燥収縮により土粒子間の結合が破壊され、クラックが発生したためであると考えられる。過去の研究において固化処理土は乾湿繰り返しの影響を受け劣化すると報告されているが $ ^{18)} $ 、本試験においても同様の結果が得られた。また、堆積物Aと堆積物Cの粒度分布は比較的似ているにも関わらず、A1はサイクル数が増加しても供試体は劣化しなかった。この理由として平均粒径 $ D_{50} $ の違いによることが考えられる。一般的に供試体の間隙率が大きいと、乾燥時の収縮および水浸時の膨張過程において間隙が緩衝材の役割を果たし、乾湿繰り返しに対して高い耐久性を示す。堆積物Aの平均粒径 $ D_{50} $ （289.5 μm）は堆積物C（198.4 μm）よりも大きいため、A1は劣化しなかったと推察される。一方、繊維質固化処理土は堆積物の種類に関わらずサイクル数が増加しても供試体の劣化は認められなかった。これは古紙破砕物に含まれる細かな繊維が土粒子と結びつくことにより、クラックの発生を抑制したためであると考えられる。この結果から、津波堆積物を使用した繊維質固化処理土は乾湿繰り返しを受けても劣化せず、高い耐久性を示すことが確認された。
Rank	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
D	W	D	W	D	W	D	W	D	W	D	W	D	W	D	W	D	W	D	W
A
B
C
D
E

図-40 サイクル回数に対する健全度の変化

0 サイクル

10 サイクル

0 サイクル

10 サイクル

(a) A1

(b) A2

0 サイクル

(c) B1

10 サイクル

0 サイクル

(d) B2

10 サイクル
0 サイクル

(e) C1

10 サイクル

0 サイクル

(f) C2

10 サイクル

図-41　0 サイクル時および10 サイクル時の供試体の様子

#### 3.1.5 強度特性および透水性の評価

## (a) 作製条件

津波堆積物試料として、図-39に示した堆積物A、堆積物Aと堆積物Bを乾燥質量比1：1で混合した混合津波堆積物、堆積物Cの3種類を使用した。配合条件は、試料ごとにセメント系固化材の添加量、古紙破碎物の添加量、初期含水比を変化させたものを準備した。表-9に試料の作製条件を示す。

表-9 試料の作製条件

津波堆積物	初期含水比
[%]	古紙破砕物の添加量
[kg/m³]	セメント系固化材の
添加量[kg/m³]
Sludge A	30	0, 10, 20, 30	100
40	0, 10, 20, 30	100
Mixed sludge
(A:B=1:1)	50	0, 10, 30, 50	100
100	0, 10, 30, 50	80
100	0, 10, 30, 50	100
Sludge C	40	0, 20, 25, 30, 35	100
60	0, 20, 25, 30, 35	80
60	0, 20, 25, 30, 35	100

## (b) 試験結果

覆土材としての用途を考慮すると改良土には破壊強度および透水係数の目標値をともに満足することが求められる。一軸圧縮試験における破壊強度の目標値は「3.1.4 乾湿線返しに対する耐久性評価」と同様に $ 125 \, kN/m^{2} $ 以上とした。また、透水係数の目標値は処理土を放射能汚染土壌の覆土材として用いることを想定し、環境省の方針
により $ 1.0 \times 10^{-6} $ cm/sec 以下とした。

図-42 から図-44 に堆積物 A を使用した試験結果を示す。順に古紙破砕物の添加量と破壊強度の関係、古紙破砕物の添加量と透水係数の関係、古紙破砕物の添加量と間隙率の関係を示している。なお、間隙率 n（式(10)を参照）を求めるために必要な乾燥密度 $ \rho_{d} $ と土粒子（固相）密度 $ \rho_{s} $ をそれぞれ式(11)と式(12)から算出した。

$$ n=\frac{V_{\mathrm{v}}}{V}=1-\frac{\rho_{\mathrm{d}}}{\rho_{\mathrm{s}}} $$

$$ \rho_{\mathrm{d}}=\frac{m_{\mathrm{s}}}{V}=\frac{\rho_{\mathrm{t}}}{1+w/100} $$

$$ \rho_{\mathrm{s}}=\frac{m_{\mathrm{s}}}{V_{\mathrm{s}}}=\frac{100\rho_{\mathrm{d}}\rho_{\mathrm{w}}}{100\rho_{\mathrm{w}}-w\rho_{\mathrm{d}}} $$

ここで、V は土全体の体積 $ [cm^{3}] $ 、 $ V_{v} $ は間隙の体積 $ [cm^{3}] $ 、 $ V_{s} $ は土粒子の体積 $ [cm^{3}] $ 、 $ m_{s} $ は土粒子質量 [g]、w は含水比 [%]、 $ \rho_{t} $ は湿潤密度 $ [g/cm^{3}] $ 、 $ \rho_{w} $ は水の密度 $ [g/cm^{3}] $ である。含水比 w と湿潤密度 $ \rho_{t} $ は試験後の供試体を使って求めた。そして、式(12)の固相密度は固相を津波堆積物、古紙破砕物、セメント系固化材とし、供試体の飽和度を 100％と設定して求めた。

堆積物 A に関しては、図-42 よりすべての条件において破壊強度の目標値を満足しているが、図-43 に示されるように透水係数の目標値を満足する条件は存在しなかった。一般的に粒径の大きな土粒子が多く含まれていると、供試体を密に締固めたとしても土粒子間に大きな間隙が生じやすくなり、その結果、間隙が水の通り道となり透水係数は増加する。堆積物 A の平均粒径 $ D_{50} $ は $ 289.5 \mu m $ であり本試験で使用した3試料の中で最も大きく、細砂を多く含むため透水係数の目標値を満足しなかったと考えられる。また、一般的に繊維質固化処理土は古紙破砕物の添加量を増やすと破壊強度も増加するが、図-42 に示すように含水比 40% の場合、古紙破砕物の添加量を増やすほど破壊強度は減少する傾向を示した。これは、試料を作製する際に古紙破砕物の添加量が少ない条件においては、発生するブリージング水の量が増加し、多くのブリージング水を捨てたことにより含水比が低下し、供試体がより締まったため破壊強度が高い値を示したと考えられる。実際、図-44 に示されるように古紙破砕物の添加量が少ないほど間隙率が小さく、供試体がより密に締まっていることが分かる。
図-42 古紙破砕物の添加量と破壊強度の関係（堆積物 A）

図-43 古紙破砕物の添加量と透水係数の関係（堆積物 A）

図-44 古紙破砕物の添加量と間隙率の関係（堆積物 A）

図-45 から図-47 に堆積物 A と堆積物 B の混合津波堆積物を使用した試験結果を示す。順に古紙破砕物の添加量と破壊強度の関係、古紙破砕物の添加量と透水係数の関係、古紙破砕物の添加量と間隙率の関係を示している。図-45 および図-46 より、セメント系固化材や古紙破砕物の添加量を増やすと破壊強度は増加し、透水係数は減少する。
る傾向を示した。また、含水比を変化させた場合は、セメント系固化材や古紙破砕物の添加量を変化させた場合に比べ、破壊強度および透水係数に大きな差が見られた。図-47に示されるように、含水比50%の場合の間隙率は、含水比100%の場合よりも小さく、供試体がより締まっているため、破壊強度および透水係数が大きく改善されたと考えられる。含水比50%の条件においては破壊強度および透水係数の目標値をともに満足する条件も存在した。

図-45 古紙破砕物の添加量と破壊強度の関係（堆積物 A と堆積物 B の混合）

図-46 古紙破砕物の添加量と透水係数の関係（堆積物 A と堆積物 B の混合）
Additive amount of paper debris [kg/m^{3}]

図-47 古紙破砕物の添加量と間隙率の関係（堆積物 A と堆積物 B の混合）

図-48 から図-50 に堆積物 C を使用した試験結果を示す。順に古紙破砕物の添加量と破壊強度の関係、古紙破砕物の添加量と透水係数の関係、古紙破砕物の添加量と間隙率の関係を示している。堆積物 C の結果は混合津波堆積物と同様の結果が得られ、含水比 40% では破壊強度および透水係数ともに目標値を大きく上回った。

図-48 古紙破砕物の添加量と破壊強度の関係（堆積物 C）