Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Additive amount of paper debris [kg/m^{3}]

図-49 古紙破砕物の添加量と透水係数の関係（堆積物 C）

図-50 古紙破砕物の添加量と間隙率の関係（堆積物 C）

ここで、透水係数の目標値を満足しなかった堆積物 A に関して、追試験として遮水材として用いられているベントナイトを混合した供試体を作製し、透水試験を行った。透水試験の結果を図-51 に示す。含水比、セメント系固化材の添加量、古紙破砕物の添加量を固定し、ベントナイトの添加量を $ 0\ kg/m^{3} $ 、 $ 40\ kg/m^{3} $ 、 $ 70\ kg/m^{3} $ 、 $ 100\ kg/m^{3} $ の範囲で変化させて試験を行った。その結果、ベントナイトの添加量を増加させると透水係数は徐々に減少することが確認され、 $ 40\ kg/m^{3} $ のベントナイトを添加した時点での透水係数は $ 2.4 \times 10^{-7}\ cm/sec $ であり、目標値を満足していることが分かる。このベントナイトの添加量を質量比で示すと、堆積物 A の質量に対して 37 分の 1 の質量のベントナイトを添加していることになり、津波堆積物に対して少量のベントナイトを添加すればよいことに等しい。このことから、改良土の生成のコスト面に負担をかけずに、砂質系の津波堆積物を使用して透水係数の目標値を満足する覆土材を生成することは可能であると考えられる。
図-51 ベントナイトの添加量と透水係数の関係（堆積物 A）

以上を整理すると、初期含水比、試料ごとに古紙破砕物の添加量、セメント系固化材の添加量を変化させて試験を行った結果、古紙破砕物およびセメント系固化材の添加量を増やすと、破壊強度および透水係数は改善される傾向を示し、含水比を下げた場合、つまり締固め特性を改善させた場合は、破壊強度および透水係数はより改善されることが明らかとなった。

## (c) 繊維質固化処理土の最適初期含水比に関する検討

繊維質固化処理土工法は建設污泥をはじめとする高含水比泥土を対象として開発された工法であり、対象とした土砂の含水比に応じてセメント系固化材および古紙破砕物の添加量を決定していた。建設污泥は含水比100%を超えるものが大半であり、水を吸収させるために混合する古紙破砕物の価格も近年高騰しているため、コスト削減のために古紙破砕物やセメント系固化材の添加量は最小限に抑えたいというのが現状である。津波堆積物は震災から数年が経過しており、総じて含水比が低い状態であるため、加水して最も締まる含水比に調整した後に施工を行えば、強度特性および透水性ともに目標値を満足し、加えるべき古紙破砕物やセメント系固化材の添加量を最小限に抑えることが可能であると考えられる。

一方、先に示した強度特性および透水性の評価において、津波堆積物を改良した繊維質固化処理土の破壊強度および透水係数は含水比の低い条件において覆土材としての性能を満足する結果が得られた。一般に土を同じ締固めエネルギーで締固めると、図-52のように含水比が変わると土の乾燥密度（間隙状態）が変化し、土が最も締固まるときの含水比が存在することが知られている。そのときの含水比を最適含水比$w_{\mathrm{opt}}$と呼ばれ、そのときの密度は最適乾燥密度$\rho_{\mathrm{dmax}}$と呼ばれる。そこで、図-52に示すような土が最も締固まるときの最適な含水比が津波堆積物を用いた繊維質固化処理土でも同様に存在すると考え、本研究では土の締固め特性をもとに繊維質固化処理土が最も締固まるときに必要な初期含水比を理論的に求める方法を提案した。
図-52 締固め曲線

図-53 に繊維質固化処理土の混合直後および養生後の質量変化を表した模式図を示す。混合直後は古紙破砕物およびセメント系固化材を混合した直後を表し、養生後は十分に攪拌し一週間程度 $ 20 \pm 3\ ^{\circ}C $ で養生した後の様子を表している。改良後、古紙破砕物は吸水材として働くために水を吸収し、セメント系固化材は水と化学反応して水和物を生成するため、改良後の見かけの含水比は低下する。つまり、津波堆積物を改良するために最適な初期含水比は津波堆積物の最適含水比よりも大きな値であると推測される。したがって、改良後の繊維質固化処理土の見かけの含水比 $ w_{ap} $ を津波堆積物の最適含水比 $ w_{opt} $ と等しく設定することで、このときの改良土は最も締固まると考えられる。

(a) 混合直後

(b) 養生後

図-53 繊維質固化処理土の質量変化

この繊維質固化処理土の改良過程をもとに、繊維質固化処理土の乾燥密度が最も大きくなる最適な初期含水比を理論的に求める方法を以下に述べる。本研究では、簡単のために加水後の津波堆積物は飽和状態であると仮定すると、加水後の津波堆積物の体積 $ V_{soil} $ は式(13)のように表すことができる。

$$ V_{\mathrm{soil}}=V_{\mathrm{s}}+V_{\mathrm{w}}=\left(\frac{1}{\rho_{\mathrm{s}}}+\frac{w_{\mathrm{ini}}}{100\rho_{\mathrm{w}}}\right)m_{\mathrm{s}} $$
ここで、 $ V_{s} $ は土粒子の体積 $ [m^{3}] $ 、 $ V_{w} $ は水の体積 $ [m^{3}] $ 、 $ m_{s} $ は土粒子の質量 [kg]、 $ m_{w} $ は水の質量 [kg]、 $ \rho_{s} $ は土粒子の密度 $ [kg/m^{3}] $ 、 $ \rho_{sw} $ は水の密度 $ [kg/m^{3}] $ （=1,000 kg/m³）、 $ w_{ini} $ は加水後の津波堆積物の含水比（初期含水比）[%]である。

いま古紙破砕物の添加量を $ A_{p} $ [kg/m $ ^{3} $ ]、セメント系固化材の添加量を $ A_{c} $ [kg/m $ ^{3} $ ]とすると、それぞれの添加質量 $ M_{p} $ [kg]および $ M_{c} $ [kg]は次式で表される。

$$ M_{\mathrm{p}}=V_{\mathrm{soil}}\cdot A_{\mathrm{p}}=\left(\frac{1}{\rho_{\mathrm{s}}}+\frac{w_{\mathrm{ini}}}{100\rho_{\mathrm{w}}}\right)m_{\mathrm{s}}\cdot A_{\mathrm{p}} $$

$$ M_{\mathrm{c}}=V_{\mathrm{soil}}\cdot A_{\mathrm{c}}=\left(\frac{1}{\rho_{\mathrm{s}}}+\frac{w_{\mathrm{ini}}}{100\rho_{\mathrm{w}}}\right)m_{\mathrm{s}}\cdot A_{\mathrm{c}} $$

そして、古紙破砕物が吸水する質量は古紙破砕物の質量の900%であり、セメント系固化材が水と化学反応する質量割合は「海上工事における深層混合処理工法技術マニュアル $ ^{19)} $ 」を参考に25%であると仮定すると、養生後の見かけの含水比 $ w_{ap} $ は次式のように表すことができる。

$$ w_{\mathrm{ap}}=\frac{m_{\mathrm{w}}-9M_{\mathrm{p}}-0.25M_{\mathrm{c}}}{m_{\mathrm{s}}}\times100=\left(1-\frac{9A_{\mathrm{p}}+0.25A_{\mathrm{c}}}{\rho_{\mathrm{w}}}\right)w_{\mathrm{ini}}-\frac{900A_{\mathrm{p}}+25A_{\mathrm{c}}}{\rho_{\mathrm{s}}} $$

ここで、この見かけの含水比 $ w_{ap} $ が津波堆積物の最適含水比 $ w_{opt} $ と等しくなるとき、繊維質固化処理土が最も締固まると考えると、改良土を作製するための最適な初期含水比 $ w_{ini} $ は次式のような関係が成り立つ。

$$ w_{ini}=\frac{w_{opt}+\left(900A_{p}+25A_{c}\right)/\rho_{s}}{1-\left(9A_{p}+0.25A_{c}\right)/\rho_{w}} $$

式(17)より、津波堆積物の土粒子の密度$\rho_{s}$および最適含水比$w_{\mathrm{opt}}$を室内土質試験（土粒子の密度試験、締固め試験）から求め、古紙破砕物およびセメント系固化材の添加量を任意に設定することで、繊維質固化処理土の最適な初期含水比$w_{\mathrm{ini}}$が得られる。つまり、改良土を作製するときに必要な含水量を簡易に求めることができる。

提案方法（式(17)）の有用性を検証するため、津波堆積物を用いて試料を作製した。今回は図-39に示した堆積物Aおよび堆積物C、そして新たに堆積物Dの3種類の津波堆積物を用いた。堆積物Dは名取市広浦湾で採取したものであり、図-54に本試験で使用した津波堆積物の粒径加積曲線を示す。
図-54 使用した津波堆積物の粒径加積曲線

まず、未改良土の最適含水比を求めるために締固め試験を行った。試験方法はJGS0771「突固めによる土の締固め試験方法」に準拠した。図-55に締固め試験により得られた締固め曲線を示す。図-55における乾燥密度が最大となる含水比が最適含水比である。図-55より各津波堆積物における最適含水比は、堆積物Aは14.3%、堆積物Cは18.4%、堆積物Dは15.0%であった。また、各津波堆積物の土粒子密度は、堆積物Aは2.69 g/cm³、堆積物Cは2.65 g/cm³、堆積物Dは2.73 g/cm³であった。

図-55 使用した津波堆積物の締固め曲線

この結果から、各試料を改良する際の泥土の最適初期含水比を式(17)により求めた。すべての試料において、セメント系固化材の添加量は100 kg/m³、古紙破砕物の添加量は25 kg/m³として計算を行った。最適な初期含水比 $ w_{ini} $ は、堆積物Aは31%、堆積物Cは37%、堆積物Dは32%と推定された。

この推定値のときに改良土の乾燥密度が最も大きくなるかを確認するため、初期含水比を種々変えた津波堆積物を用意した。そして、古紙破砕物およびセメント系固化
材をそれぞれ $ 25 \, kg/m^{3} $ 、 $ 100 \, kg/m^{3} $ 添加して供試体（直径 $ 50 \, mm $ 、高さ $ 100 \, mm $ ）を作製し、 $ 20 \pm 3 \, ^{\circ}C $ で 7 日間養生した。養生後、供試体の湿潤密度および含水比から乾燥密度を求めた。また一軸圧縮試験を行い、改良土の破壊強度も算定した。

図-56 に初期含水比と破壊強度および乾燥密度の関係を示す。図-56 から分かるように、すべての試料で乾燥密度の最大値が現れており、乾燥密度が最も大きくなったとき、破壊強度も最大値を示した。また、このときの含水比は式(17)を用いて理論的に推定した初期含水比とほぼ同じ値であり、改良土の締固め状態が最も良いことを意味している。

今後、現場において津波堆積物を繊維質固化処理土工法に再資源化する際は、試料の土粒子密度および最適含水比を室内試験により求め、式(17)から改良土を作製する際の津波堆積物の最適初期含水比を求めることできる。したがって、従来のように改良土の作製条件を種々変えて検討する必要がなく、最適な条件を効率良く決められる可能性がある。

(a) 堆積物 A

(b) 堆積物 C
(c) 堆積物 D

図-56 初期含水比と破壊強度および乾燥密度の関係

#### 3.1.6 耐震性評価

## (a) 作製条件および試験条件

表-10 に作製条件を示す。試料は堆積物 A、堆積物 C および堆積物 D の 3 種類を使用し、各試料において未処理土、固化処理土および繊維質固化処理土を作製した。初期含水比は先述した最適初期含水比付近に設定して泥土を作製し、古紙破砕物およびセメント系固化材の添加量はそれぞれ 25 kg/m³、100 kg/m³ に設定した。供試体の作製は既往の研究 $ ^{14)} $ を参考にして、直径 5cm、高さ 10cm のモールドを用い 3 層に分け、各層ごとに 1.5 kg のランマーを高さ 20 cm の位置から 2 回落下させて突固めを行った。固化処理土および繊維質固化処理土は供試体を作製してから 7 日間養生した後、試験を行った。
表-10 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	15	0	0
30	0	100
30	25	100
Sludge C	20	0	0
40	0	100
40	25	100
Sludge D	15	0	0
30	0	100
30	25	100

試験条件は、背圧は $ 200\ kN/m^{2} $ 、圧密応力は $ 100\ kN/m^{2} $ 、有効拘束圧は $ 100\ kN/m^{2} $ 、載荷周波数は 0.1 Hz、軸差応力の片振幅は $ 32\ kN/m^{2} $ と設定した。背圧とは供試体の飽和度を高めるために供試体内部に加える圧力である。有効拘束圧とは実際に供試体に作用する圧力であり、セル圧と背圧の差で表される。すなわち本条件では $ 300\ kN/m^{2} $ のセル圧がかかっていることになる。一般的に供試体が十分に飽和されていない場合、液状化強度は増加すると言われているため、B値が 0.95 以上となるように飽和を試みたが、改良土においては完全に飽和させることが困難な条件も存在したため、そのような条件については B値がある程度上昇した（0.7～0.8 程度）ことを確認して試験を行った。載荷周波数および軸差応力の片振幅は未改良土が完全に液状化するような条件をもとに設定した。

## (b) 試験結果

図-57 に堆積物 A の過剰間隙水圧比 $ \Delta u/\sigma_{0}' $ と経過時間の関係を、図-58 に堆積物 C の結果、図-59 に堆積物 D の結果を示す。過剰間隙水圧比とは有効拘束圧 $ \sigma_{0}' $ に対する間隙水圧の上昇分 $ \Delta u $ の割合である。過剰間隙水圧比が 1 に近づくことは、供試体中の土粒子同士のかみ合わせが徐々に破壊されていることを示し、過剰間隙水圧比が上昇すればするほど液状化状態に近づいており、その供試体は液状化しやすい、つまり動的強度が低いと評価できる。一方、過剰間隙水圧比がほとんど上昇しない供試体は液状化しにくい、つまり動的強度が高いと評価できる。
(a) 未処理土

(b) 固化処理土

(c) 繊維質固化処理土

図-57 過剰間隙水圧比と経過時間の関係（堆積物 A）
(a) 未处理土

(b) 固化処理土

(c) 繊維質固化処理土

図-58 過剰間隙水圧比と経過時間の関係（堆積物 C）
(a) 未処理土

(b) 固化処理土

(c) 繊維質固化処理土

図-59 過剰間隙水圧比と経過時間の関係（堆積物 D）
堆積物 A の結果をみると、図-57(a)に示されるように未処理土は時間とともに過剰間隙水圧比が上昇し、800 秒前後でほぼ 1 に達し、完全に液状化したことが分かる。一方、図-57(b)および図-57(c)から分かるように、固化処理土および繊維質固化処理土は載荷回数が増加しても過剰間隙水圧比は上昇せず、未処理土と比べて高い動的強度を有していることが分かった。これはセメント系固化材の混合により供試体の強度が増加し、土粒子間結合が強固になったためであると考えられる。また、堆積物 C および堆積物 D の結果（図-58、図-59）も堆積物 A の結果と同様、未処理土は完全に液状化したのに対し、固化処理土および繊維質固化処理土は過剰間隙水圧比が上昇せず、相対的に高い動的強度を有していることが分かった。

ここで、図-57、図-58、図-59におけるそれぞれの過剰間隙水圧比の最大値を図-60、図-61、図-62に示す。これらの結果から、過剰間隙水圧比の最大値が低いほど、その供試体の動的強度は高いと評価できると考えられる。どの試料についても、未処理土は完全に液状化したため過剰間隙水圧比の最大値は1に近い値となっている。固化処理土はすべての試料で0.095前後であり未処理土の10分の1程度であった。繊維質固化処理土は、固化処理土よりも値が大きく、0.13～0.20程度であり、未処理土に対して7分の1から5分の1程度であった。既往の研究 $ ^{14)} $ では、繊維質固化処理土は固化処理土よりも高い動的強度を有するという結果であったが、本試験では固化処理土の方がやや動的強度が高いという結果となった。この理由については不明であるが、過去の研究では今回とは異なる試料を使用していることや、異なる試験装置を使用していることから、一概に比較はできないと考えられる。しかしながら、津波堆積物を使用した繊維質固化処理土は未処理土に比べて、相対的に高い動的強度を有していることが確認できたので、本試験の目的は達成されたと考えられる。今回は時間の都合上、未処理土、固化処理土、繊維質固化処理土の動的強度を相対的に比較することで耐震性を評価したが、より正確な耐震性を評価するためには、応力振幅比を変化させて試料固有の液状化強度曲線を求めることが必要である。

図-60 各試料の過剰間隙水压比の最大値（堆積物 A）
図-61 各試料の過剰間隙水圧比の最大値（堆積物 C）

図-62 各試料の過剰間隙水圧比の最大値（堆積物 D）

#### 3.1.7 まとめ

本節では、盛土造成などの施工現場において用いられている動的締固めによる施工を想定して、津波堆積物を使用した改良土をランマーで突固めることにより供試体を作製し、室内試験により改良土の機能性評価を行った。

水中噴流装置による耐侵食性試験では。どの試料を用いても古紙破砕物の添加量が増加するほど耐侵食性が向上し、繊維質固化処理土が固化処理土、未処理土と比較して高い耐侵食性を有していることがわかった。また、室内土槽試験および屋外試験でもベントナイト混合土よりも繊維質固化処理土のほうが降雨に対する耐侵食性は優れていることが確認できた。

乾湿繰返し試験では、3種類の津波堆積物試料を用いて試験を行った。固化処理土はサイクル数の増加に伴い供試体の外見上の劣化がみられる条件も存在したが、繊維質固化処理土はサイクル数が増加しても供試体の劣化はみられず、乾湿繰り返しに対して高い耐久性を示すことが確認された。

一軸圧縮試験および透水試験では、3種類の試料を使用して作製条件を変えて試験
を行った。古紙破砕物やセメント系固化材の添加量を増加させると破壊強度および透水係数ともに改善される傾向を示したが、含水比を減らして適切に加水調整するほうが強度特性および透水性を改善する結果が得られた。混合津波堆積物および堆積物Cについては破壊強度と透水係数の目標値をともに満足する条件も存在した。目標値を満足しなかった堆積物Aに関しては、ベントナイトを少量加えて透水試験を行ったところ、透水係数の目標値を満足したことから、砂質系の津波堆積物でも覆土材として再資源化が可能であることが確認された。

また、津波堆積物の土粒子密度と最適含水比から、改良を行う際の泥土の最適初期含水比を求める関係式を提案した。この提案式の有効性を検証した結果、理論的に推定した初期含水比と破壊強度が最も大きくなるときの初期含水比とほぼ同じ値となった。すなわち、この提案式を用いることで従来のように改良土の作製条件を種々変えて検討する必要がなく、最適な条件を効率良く決められる可能性がある。

繰返し三軸圧縮試験では、3種類の試料ごとにそれぞれ未改良土、固化処理土、繊維質固化処理土を作製し、試験を行った。その結果、すべての試料に対して固化処理土および繊維質固化処理土は未改良土が液状化するような条件においても液状化せず、相対的に高い動的強度を有していることが確認された。

以上の結果から、動的締固めにより作製した繊維質固化処理土は覆土材として利用するために求められる機能性を有していることが明らかとなった。

### 3.2 静的締固めによる改良土の機能性評価

#### 3.2.1 静的締固めによる繊維質固化処理土の特性

静的締固めによる繊維質固化処理土工法は泥状にした繊維質固化処理土を型枠に流し込み、養生を行い、固化を行うものである。動的締固めの場合より、工程が少ないものの、諸構成要素間の量的関連が施工性に大きく影響を及ぼす。そのため、土の種類、初期含水比、セメント系固化材、繊維質物質の配合が重要となる。

静的締固めによる繊維質固化処理土工法の基本概念は流動化処理土工法 $ ^{20)} $ である。流動化処理土工法は建設発生土と調整泥土の混合、あるいは建設発生土への加水混合によって得られた泥状土に固化材を加え、型枠に流し込み（打設）、原位置で固化させる工法である。流動化処理土工法を用いる場合、使用する試料を一般的に土の種類、発生時の状態によって、A)山砂のような砂質に富んだ土の場合、B)砂質土であるが細粒分を25～30％以上含み、粘性に富んだ土の場合、C)細粒分に富んだ粘性土の場合に大別される。細粒分とは粒径75μm以下の粘土分やシルト分のことである。発生土中に処理作業の障害となるような大きさの木片、金属片などの挟雑物を含む場合は施工性に問題があるため、施工に先立ち、分別、除去する作業が必要となる。

流動化処理土の構成の組み合わせとしては、1)A＋調整泥土＋固化材、2)B＋加水＋固化材、3)C＋A＋加水＋固化材、4)C＋加水＋固化材などが一般的には用いられる。2)の場合は加水するだけで泥状化できる可能性があるが、できない場合は調整土を用いることもある。
しかし、静的締固めによる繊維質固化処理士や流動化処理士のように流動性の高い土を覆土材として用いる場合、施工自体は簡易であるものの、流動性と材料分離抵抗性について確認する必要がある。流動性とは泥が流れ動く容易さのことで流動性が低い場合、固化したのち空隙が生じ、強度が低下する。材料分離とは土粒子と他の粒子が分離することで材料分離抵抗性が低い場合、固化前に混合物中からの過剰な水の分離（ブリージング）が生じ、強度の低下や施工後の覆土の体積減少につながる。流動性、材料分離抵抗性は初期含水比、セメント系固化材、古紙破砕物、調整泥土などの配合バランスによって変化するため、静的締固めによる繊維質固化処理土工法を用いる場合、流動性と材料分離抵抗性の基準を満たした配合条件を決定して用いなければならない。

そこで、初期含水比、古紙破砕物、セメント系固化材を添加することによって生じる流動性と材料分離抵抗性の変化について検討した。

#### 3.2.2 流動性および材料分離抵抗性の評価

## (a) 試験方法

流動性試験（フロー試験）の方法は簡便である日本道路公団規約によるフロー試験を用いた。日本道路公団規約によるフロー試験とは日本道路公団規約「エアモルタルおよびエアミルクの試験方法（JHS A 313-1992）」のコンステンシー試験方法のシリンダー法に準拠した。図-63のように内径80 mm、高さ80 mmの硬化プラスチック製のシリンダーを水準器等で平坦性を確かめた辺長40 cm以上の剛性をもつ盤上にシリンダーを置き、シリンダー上端まで処理土空隙を残さないように満たし、上端面をならす。シリンダーを静かに鉛直上方に引き上げ、処理土が広がった後、最大と認められた径とこれと直角の径を測定し、測定値の差が20 mm以下であれば平均値をフロー値として用いる。

材料分離抵抗性試験（ブリージング試験）は土木学会規約「プレパックドコンクリートの注入モルタルのブリージング率および膨張率試験方法（JSCE-1986）」に準拠した。この試験方法は図-64に示すように混合直後の処理土を所定のポリエチレン袋（径5 cm、長さ50 cm以上）に空気が混入しないように満たし、水を入れたメスシリング一中に釣り下げて改良土の表面の水位と合わせることで改良土の初期体積を把握し、3時間放置した後に分離した水量を測定し、初期体積に対する割合でブリージング率を求める。

図-63 フロー試験

図-64 ブリージング試験
今回は宮城県名取市広浦湾で採取した砂質系津波堆積物（図-54のSludge D）を用いた繊維質固化処理土の流動性、材料分離抵抗性について検討した。今回使用した津波堆積物の粒径は大きく、細粒分が少ない土である。これは先述した「A)山砂のような砂質に富んだ土の場合」に該当するため、流動性、材料分離抵抗性の基準を満たすためには調整泥土が必要となる可能性があった。そこで、本実験では初期含水比、古紙破砕物およびセメント系固化材の添加に加え、調整泥土としてベントナイトを添加した場合の流動性、材料分離抵抗性への影響についても検討した。

## (b) 試験結果

流動性、材料分離抵抗性を調べるため、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、ベントナイトの添加量のうち、3つの値を固定し、それ以外の1つの要素を変化させて、フロー試験およびブリージング試験を行った。

表-11 に古紙破砕物の添加量以外の値を一定にした場合の試料の作製条件を示す。図-65 にフロー試験の結果、図-66 にブリージング試験の結果を示す。古紙破砕物を加えることでフロー値、ブリージング率が減少することがわかる。

表-11 古紙破砕物の添加量の影響を考慮した試料の作製条件

初期含水比 [%]	50
古紙破砕物の添加量 [kg/m³]	0, 10, 20, 30
セメント系固化材の添加量 [kg/m³]	60
ベントナイトの添加量 [kg/m³]	70

The additive amount of paper debris $ [kg/m^{3}] $

図-65 古紙破砕物の添加量とフロー値の関係
図-66 古紙破砕物の添加量とブリージング率の関係

表-12 にセメント系固化材の添加量以外の値を一定にした場合の試料の作製条件を示す。図-67 にフロー試験の結果、図-68 にブリージング試験の結果を示す。セメント系固化材を加えることでフロー値、ブリージング率が減少することがわかる。

表-12 セメント系固化材の添加量の影響を考慮した試料の作製条件

初期含水比 [%]	50
古紙破砕物の添加量 [kg/m³]	30
セメント系固化材の添加量 [kg/m³]	60, 80, 100
ベントナイトの添加量 [kg/m³]	70

図-67 セメント系固化材の添加量とフロー値の関係
図-68 セメント系固化材の添加量とブリージング率の関係

表-13 にベントナイトの添加量以外の値を一定にした場合の試料の作製条件を示す。図-69 にフロー試験の結果、図-70 にブリージング試験の結果を示す。ベントナイトを加えることでフロー値、ブリージング率が減少することがわかる。

表-13 ベントナイトの添加量の影響を考慮した試料の作製条件

初期含水比 [%]	50
古紙破砕物の添加量 [kg/m³]	30
セメント系固化材の添加量 [kg/m³]	60
ベントナイトの添加量 [kg/m³]	30, 50, 70

図-69 ベントナイトの添加量とフロー値の関係
図-70 ベントナイトの添加量とブリージング率の関係

表-14 に初期含水比以外の値を一定にした場合の試料の作製条件を示す。図-71 にフロー試験の結果、図-72 にブリージング試験の結果を示す。初期含水比が高いほど、フロー値、ブリージング率が増加することがわかる。

表-14 初期含水比の影響を考慮した試料の作製条件

初期含水比 [%]	40, 50, 60
古紙破砕物の添加量 [kg/m³]	25
セメント系固化材の添加量 [kg/m³]	100
ベントナイトの添加量 [kg/m³]	70

図-71 初期含水比とフロー値の関係
図-72 初期含水比とブリージング率の関係

今回の試験結果より、古紙破砕物を加えると、特にフロー値の減少が大きく、セメント系固化材を加えると、フロー値への影響は少ないものの、ブリージング率が大きく減少することがわかる。また、ベントナイトを加えると、フロー値への影響は少ないもののブリージング率は大きく減少し、初期含水比はフロー値、ブリージング率の両方に影響を与えることがわかる。すなわち、本試験から静的締固めによる繊維質固化処理土は流動化処理土と比較した場合、繊維質物質の添加量も流動性、材料分離抵抗性に影響を及ぼすため、試料の作製条件の決定はより困難であることが確認できた。

セメント系固化材を添加するとブリージング率が大きく低下して、フロー値への影響は少ないと述べたが、固化反応が進むと粘性が増して流動性は低下するため、フロー値は時間が経過するにつれて低下する。さらに固化反応は温度に依存しており、フロー値の低下量は冬より夏のほうが大きいと考えられる。実際の施工の際にはそれらの要素についても考慮が必要となると予想される。

#### 3.2.3 流動性および材料分離抵抗性の基準を満足する配合に関する考察

前項では初期含水比の変化、古紙破砕物の添加、セメント系固化材の添加、ベントナイトの添加に伴う試料の流動性および材料分離抵抗性に及ぼす影響について考察した。前項でも述べたとおり、静的締固めによる繊維質固化処理土は流動化処理土と比較した場合、繊維質物質の添加量も流動性や材料分離抵抗性に影響を与えるため、配合条件の決定はより困難である。現場の津波堆積物の種類は様々であり、施工の際に流動性、材料分離抵抗性を確認することは手間がかかる作業である。そこで、簡易的に静的締固めによる繊維質固化処理土工法を用いる方法について検討した。

まず、施工可能な条件、つまり静的締固めによる繊維質固化処理土によって覆土を造成する際の流動性、材料分離抵抗性の基準値について考察する。流動化処理土工法は多くの場合、埋め戻しや空洞の充填に用いられるため、機械による転圧や補助が不可能であり、流動性および材料分離抵抗性の基準値としてフロー値は160 mm以上、ブリージング率は1%未満が用いられることが多い。本研究でターゲットとしている
放射能汚染掘削土壌の覆土材として静的締固め工法によって繊維質固化処理土を作製する場合、バイブレータなど機械による補助も可能なため、フロー値100 mm以上、ブリージング率1%未満を流動性、材料分離抵抗性の基準値として設定した。実際に作製したフロー値100 mm程度の供試体では、空洞などが発生するものの、振動を加えるなどの補助を加えることで問題がないことを確認している。

図-73 に今回使用した試料の粒径加積曲線を示し、表-15 に使用した試料の均等係数 $ U_{c} $ と曲率係数 $ U_{c}^{\prime} $ を示す。

図-73 使用した津波堆積物の粒径加積曲線

表-15 使用した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
藤塚	10.7	117.6	289.5	332.0	31.12	3.904
広浦湾(混合)	16.4	72.7	198.4	261.9	15.95	1.234
広浦湾(砂質系)	164.2	304.0	375.6	409.8	2.50	1.373
硅砂	41.6	63.5	81.7	92.2	2.21	1.051
笠岡粘土と硅砂の混合	5.2	26.1	60.3	77.9	14.86	1.668

図-74 に静的締固めによって作製した繊維質固化処理土（古紙破砕物の添加量 25 kg/m³、セメント系固化材の添加量 100 kg/m³）の流動性および材料分離抵抗性と細粒分含有率の関係を示す。実験条件である古紙破砕物の添加量、セメント系固化材の添加量は既往の研究から覆土材に必要な強度や透水性、耐侵食性などの性能を満たす程度の値を経験的に決定した。赤で示したプロットが流動性および材料分離抵抗性の基準を満たしている条件である。細粒分含有率が低い（30%未満）場合、いずれの初期
含水比に調整しても流動性、材料分離抵抗性の基準を満足させることができなかった。

「3.2.1 静的締固めによる繊維質固化処理土の特性」でも述べたが、一般的には細粒分含有率25%～30%程度の試料を用いた場合でも流動性、材料分離抵抗性を満たす泥土を作製することも可能なケースが存在するが、本研究で用いた試料は有機物など様々なものを含んだ津波堆積物であり、基準を満たさなかった。また、図-74に示すように、細粒分含有率が比較的高くても初期含水比が低い条件で流動性および材料分離抵抗性の条件を満たすような場合があり、細粒分含有率だけでは初期含水比を決定することができないことが推察された。

図-74 細粒分含有率と初期含水比の関係

図-75 に細粒分含有率の低い（30%未満）試料にベントナイトを 70 kg/m³ 添加し、静的締固めによって作製した繊維質固化処理土（古紙破碎物の添加量 25 kg/m³、セメント系固化材の添加量 100 kg/m³）の流動性および材料分離抵抗性と細粒分含有率の関係を示す。赤で示したプロットが流動性および材料分離抵抗性の基準を満たしている条件である。ベントナイトを加えた場合、細粒分含有率が 30%未満の試料でも流動性および材料分離抵抗性の基準を満たすことができた。このことから、細粒分含有率が低い津波堆積物を用いて静的締固めによる繊維質固化処理土を作製する場合、細粒分含有率が低い津波堆積物に細粒分含有率の高い試料や調整泥土を混合して用いることが必要であるということが分かった。
図-75 ベントナイトを混合した場合の細粒分含有率と初期含水比の関係

細粒分含有率だけでは簡易的に静的締固めによる繊維質固化処理土工法を用いる方法が設定できないと推察されたため、土の状態に関係がある含水比の変化に伴う土の塑性・液性に着目した。図-76に静的締固めによって作製した繊維質固化処理土（古紙破砕物の添加量25 kg/m³、セメント系固化材の添加量100 kg/m³）の流動性、材料分離抵抗性と塑性指数の関係を示す。赤で表されているプロットが流動性、材料分離抵抗性の基準を満たしている条件である。塑性指数$I_{p}$とは土の塑性の範囲を表すもので液性限界$w_{L}$と塑性限界$w_{p}$の差である。液性限界試験はJISA1205に規定されている方法で行い、塑性限界試験はJISA1206に規定されている方法で行った。

図-76 塑性指数と初期含水比の関係

図-76 から塑性指数が大きくなるほど、初期含水比も大きくなることがわかる。また、塑性指数が大きいほど、流動性および材料分離抵抗性を満たす初期含水比の条件
が増加する傾向にある。したがって、実際の施工の際は試料の細粒分含有率、液性限界、塑性限界を調査することで初期含水比、古紙破砕物添加量、セメント系固化材添加量などについてある程度の検討がつく可能性が図-76から示唆された。

式(18)は図-76の結果から推定される試料に古紙破砕物を25 kg/m³、セメント系固化材を100 kg/m³添加した場合に必要な初期含水比wを求めるための推定式である。なお、式(18)は流動性および材料分離抵抗性の基準を満たす初期含水比の平均値を通るような近似曲線（図-76の結果より対数関数として仮定）を最小二乘法によって推定した。

$$ w=11.2\log\left(I_{\mathrm{p}}+1\right)+55.6 $$

以上より、静的締固めによる繊維質固化処理土を用いた施工を考える場合、図-77のフローチャートの手順に従うことができれば、より簡便に流動性、材料分離抵抗性の基準を満たした静的締固めによる繊維質固化処理土を作製できると考えられる。

しかしながら、本研究では調整泥土であるベントナイトを添加した場合における流動性、材料分離抵抗性の基準を満たす初期含水比、古紙破砕物の添加量、セメント系固化材の添加量の配合バランスについては明らかにすることができなかった。実際の施工では細粒分含有率が低い津波堆積物を用いて覆土材を造成することも考えられるため、簡易的に静的締固めによる繊維質固化処理土工法を用いるためには今後、ベントナイトなどの調整泥土を用いた場合の流動性および材料分離抵抗性を満たす初期含水比の推定方法を検討することが必要になる。

また、今後降雨が多い地域などで用いられる場合、覆土にさらに高い耐侵食性が求められるため、古紙破砕物の添加量およびセメント系固化材の添加量が増加する可能性がある。その場合、この手順は使うことができないため、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の配合バランスについては試行錯誤によって決定するしかなく、今後も検討の余地が残っている。

図-77 静的締固めによる繊維質固化処理土の作製条件設定のフローチャート
#### 3.2.4 耐侵食性評価

図-78 は古紙破砕物添加量の増加による限界せん断力 $ \tau_{c} $ と侵食係数 $ k_{d} $ の変化を表したものである。実験結果より古紙破砕物の添加量が増加にともない、限界せん断力は緩やかに上昇しているのに対し、侵食係数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、静的締固めによる繊維質固化処理土の場合でも動的締固めによる繊維質固化処理土と同様に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-78 静的締固めによる繊維質固化処理土における限界せん断応力と侵食係数に及ぼす古紙破砕物添加量の影響

図-79 静的締固めによる繊維質固化処理土の侵食試験結果と動的締固めによる繊維質固化処理土の侵食試験結果
図-79 に静的締固めによる繊維質固化処理土の侵食試験結果と動的締固めによる繊維質固化処理土の侵食試験結果との比較を示す。静的締固めによる繊維質固化処理土は、動的締固めによる繊維質固化処理土よりもさらに耐侵食性が高いことが分かる。

#### 3.2.5 乾湿繰返しに対する耐久性評価

試験は前述した乾湿繰り返し試験と同様の方法で行った。図-80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。また、図-81および図-82にサイクル数に伴う破壊強度、破壊ひずみの変化を表したグラフを示す。堆積物Dにみられるくぼみは供試体を作製した際、プラスチックモールド内に気泡が残り、気泡以外の部分が固化して発生したものである。0サイクル時と10サイクル時の写真から確認されるように、どちらの試料においてもサイクル数の増加に伴う供試体の劣化は見られなかった。破壊強度に関しては、どちらの試料においても目標値である $ 125kN/m^{2} $ 以上を満足していた。また、堆積物Cおよび堆積物Dの10サイクル時の破壊強度は0サイクル時の破壊強度に対してそれぞれ105%、89%であり、耐久性の目標値である90%以上をおおむね満足する結果となった。破壊ひずみに関しては、サイクル数の増加に伴い増加し、最終的に5%前後となったため問題ないと考えられる。以上のことから静的締固めにより作製した供試体は、動的締固めにより作製した供試体と同様に、乾湿繰り返しに対して高い耐久性を示すことが分かった。

0 サイクル

(a) 津波堆積物 C

10 サイクル
0 サイクル

10 サイクル

(b) 津波堆積物 D

図-80 乾湿繰り返し試験における 0 サイクル時と 10 サイクル終了後の供試体の様子

図-81 サイクル数の増加に伴う破壊強度の変化
図-82 サイクル数の増加に伴う破壊ひずみの変化

#### 3.2.6 強度特性および透水性の評価

本試験では、供試体の養生期間を7日間および28日間とし、それぞれの供試体に関して試験を行った。図-83および図-84にそれぞれの養生期間で試験を行った際の破壊強度および透水係数を表したグラフを示す。破壊強度に関しては、どちらの試料も7日養生の時点で破壊強度の目標値を満足しており、28日養生後は、セメント系固化材の水和反応が進行したことにより破壊強度が大きく増加したと考えられる。透水係数に関しては、7日養生の時点において、堆積物Dは目標値を満足していたが堆積物Cは満足していなかった。28日養生後においては、堆積物Cは透水係数が7日養生の時点の半分程度に減少し、また堆積物Dは微減したことにより、両者とも目標値を満足する結果となった。ここで、表-16に試験時のそれぞれの試料の乾燥密度を示す。表から堆積物Dに関しては乾燥密度に差がほとんどないが、堆積物Cは28日養生の供試体の乾燥密度は7日養生の乾燥密度よりも大きいことが分かる。これは、試料を作製する際の誤差が原因ということがひとつ考えられるが、セメント系固化材の水和反応により生成したエトリンガイトが間隙を埋めたことにより、28日養生の乾燥密度が7日養生のときよりも大きくなったとも考えられる。いずれにしろ、透水係数は同じ試料であれば、間隙の割合と密接な関係があることから、乾燥密度が高い28日養生の供試体の方が、透水係数が小さいのは当然の結果であると推察される。セメント系固化材の水和反応が進行するにつれて、間隙が減少していくとすると、改良土の透水係数はさらに減少することが考えられる。
図-83 養生期間と破壊強度との関係

図-84 養生期間と透水係数との関係
表-16 養生期間と試料の乾燥密度

養生期間[日]	乾燥密度[g/cm³]
津波堆積物C	7	1.115
28	1.222
津波堆積物D	7	1.261
28	1.271

#### 3.2.7 耐震性評価

図-85 および図-86 に堆積物 C、堆積物 D に関する過剰間隙水圧比と経過時間の関係を示す。どちらの供試体においても、過剰間隙水圧比の上昇はみられなかった。ここで図-87 および図-88 に動的締固めによる繊維質固化処理土の結果も含めた過剰間隙水圧比の最大値の比較を示す。すべての供試体において試験条件を統一しているため、過剰間隙水圧比の最大値が小さい供試体が他の供試体に比べ相対的に動的強度が高いと考えられる。堆積物 C および堆積物 D の結果をみると、ともに静的締固めにより作製した繊維質固化処理土は、動的締固めにより作製した供試体よりも高い動的強度を有していた。繊維質固化処理土同士を比較しても、静的締固めによる供試体の方が、動的強度が高いという結果となった。しかし、この結果から静的締固めによる供試体の方が耐震性において優れているとは言い切れない。今回使用した動的締固めによる供試体は、突固め回数が少なく、さらに回数を増やして供試体が密になるように突固めを行えば、動的強度を高めることが可能であると考えられるためである。一方、静的締固めによる供試体は、型に流し込むことにより供試体を作製するため、密度を上げることは不可能であり、動的強度を高める余地はないと考えられる。
図-85 過剰間隙水圧の時間変化(津波堆積物 C)

図-86 過剰間隙水圧の時間変化(津波堆積物 D)
図-87 過剰間隙水圧比の最大値の比較（津波堆積物 C）

図-88 過剰間隙水圧比の最大値の比較（津波堆積物 D）
#### 3.2.8 まとめ

本研究では、改良土を放射能汚染土壌の覆土として利用する場合を想定し、静的締固めにより作製した供試体の機能性評価を行った。試料は堆積物Ｃおよび堆積物Ｄの２種類を用いた。乾湿繰り返し試験では、どちらの供試体においても外見上の劣化および破壊強度の著しい減少はみられず、動的締固めによる繊維質固化処理土と同様に高耐久性を示した。一軸圧縮試験および透水試験では、７日養生と２８日養生の供試体を用意し試験を行った。７日養生で試験をおこなったところ、破壊強度の目標値は満足するが、透水係数の目標値を満足しない条件が存在した。次に２８日養生で試験を行ったところ、すべての試料において、破壊強度および透水係数の目標値を満足する結果となった。これは、セメントの水和反応が進行したことで強度が発現されるとともに供試体の間隙が減少したためであると考えられる。繰返し三軸圧縮試験では、第２章と同様の試験条件で行い、動的締固めによる３種類の供試体と静的締固めによる供試体について、過剰間隙水圧比の最大値を比較した。その結果、静的締固めによる供試体は動的締固めによる供試体と比較して相対的に高い動的強度を有していることが確認された。

以上の結果から、静的締固めにより作製した繊維質固化処理土は、地盤材や覆土材として利用するために求められる機能性を有していることが確認された。

なお、静的締固めによる繊維質固化処理土を用いて福島県福島市内において試験盛土を作成し、自然降雨環境下における耐侵食性および耐久性の確認を行った。図-89は覆土を施すフレコンバッグであり、内部に汚染土を模擬した山砂を充填した。図-90はフレコンバッグの周囲を型枠で覆い、その中央にフレコンバッグをセットし、型枠の中に流動性の繊維質固化処理土を流し込んでいる様子である。図-91は1週間の養生後、脱型している様子であり、図-92は完成した静的締固めによる繊維質固化処理土の盛土である。図-93および図-94は脱型後2.5ヶ月後および3.5ヶ月後の写真であるが、流出土はほとんど見られず、極めて高い耐侵食性および耐久性が確認された。

図-89 模擬汚染土を入れたフレコンバッグ

図-90 打設の様子: フレコンバッグの周囲を型枠で覆い、内部に流動性の繊維質固化処理土を流し込む
図-91 一週間の養生後、脱型している様子

図-92 完成した静的締固めによる繊維質 固化処理土の盛土

図-93 脱型後 2.5 ヶ月後の盛土の様子

図-94 脱型後 3.5 ヶ月後の盛土の様子

### 4. 結論

本研究では、津波堆積物に繊維質固化処理土工法を適用し、機能性の高い覆土材を生成することを目的とした。実施工を考慮し、動的締固めによる繊維質固化処理土と静的締固めによる繊維質固化処理土の両方を作成し、耐侵食性・耐久性・難透水性・耐震性の機能性について検討した。その結果、津波堆積物に繊維質固化処理土工法を適用することで、機能性の高い覆土材を生成できることが確認された。動的締固めによる繊維質固化処理土では、一部で当初の目標値にやや届かない結果となったが、静的締固めによる繊維質固化処理土では全ての目標値をクリアし、極めて高い機能性を有する覆土材となることが確認された。また動的および動的締固めによる繊維質固化処理土の両方に対して、最適な生成を提示することができた。本研究成果により汚染土壌の安心・安全保管が実現されることを期待したい。
### 5. 参考文献

1) 復興庁：復興の現状と取組、2013.11.29.

http://www.reconstruction.go.jp/topics/main-cat1/sub-cat1-1/20131129_gennjoutotorikumi.pdf (参照 2014.1.30)

2) 仙台市：仙台市震災復興ビジョン～仙台市震災復興計画素案～、2011.5. http://www.city.sendai.jp/shinsai/shinsaihukkokentou/pdf/vision/vision881.pdf (参照 2014.1.30).

3) 環境省：除去土壤の保管に係るガイドライン、第4編、pp.1-43、2012.

http://www.env.go.jp/jishin/rmp/attach/josen-gl-full_ver2.pdf (参照 2014.1.30).

4) 森雅人、高橋弘、逢坂照春、堀井清之、片岡勲、石井知征、小谷謙二：古紙破碎物と高分子改良剤を用い新しい高含水比泥土リサイクル工法の提案と繊維質固化処理土の強度特性、Journal of MMIJ, Vol.119, No.4-5, pp.155-160, 2003.

5) Hanson, G. J. and Simon, A.: Erodibility of cohesive streambeds in the loess area of the Midwestern USA, Hydrological Processes, pp.23-38, 2001.

6) Blaisdell, F. W., Clayton, L. A. and Hebaus, G. G.: Ultimate Dimension of Local Scour, J. of Hydraulics Division, ASCE, 107-HY3, pp.327-337, 1981.

7) 須川智久、土居洋一、三上博、戸村豪治、今泉繁良、飯塚正樹：まさ土を母材とするベントナイト混合土の現場施工実験、地盤工学会第38回地盤工学研究発表会講演集(CD-ROM)、pp.2403-2404、2003.

8) 日本道路協会：道路土工、盛土工指針、p.106、2010.

9) 北村良介、川井田実、阿部廣史、城本一義、寺地卓也：砂質土地盤でのサクションの現地計測システムの開発、土木学会論文集、Vol.652、No.III-51、pp.287-292、2000.

10) 酒匂一成、深川良一、岩崎賢一、里見知昭、安川郁夫：降雨時の斜面災害防止のための重要文化財周辺斜面における現地モニタリング、地盤工学ジャーナル、Vol.1、No.3、pp.57-69、2006.

11) 里見知昭、酒匄一成、安川郁夫、深川良一：主成分分析を用いた降雨に対する重要文化財後背斜面のリアルタイム崩壊危険度評価、土木学会論文集 C、Vol.65、No.2、pp.564-578、2009.

12) （財）先端建設技術センター：建設污泥の高度利用・利用技術の開発（盛土グループ）共同研究最終報告書、旧建設省土木研究所 v.2.建設污泥改良土の耐久性、pp.77-82、1997.

13) 環境省：8,000Bq/kg を超え 100,000Bq/kg 以下の焼却灰等の処分方法に関する方針について、2011.

http://www.env.go.jp/press/press.php?serial=14161 (参照 2013.7.3)

14) 高橋弘、高橋研太、森雅人：繊維質固化処理土の動的強度に関する実験的研究、第4回土砂災害に関するシンポジウム論文集、Vol.1、pp.1-5、2008.
15) 鳥谷部寿人、山下彰司、馬場仁志：粘性土河床の耐侵食性に関する実験的研究、独立行政法人土木研究所寒地土木研究所開発土木研究所報告論文、pp.81-87、1997.

16) 社团法人地盤工学会：土質試驗 基本と手引き、pp.76, 2001.

17) 高橋弘、里見知昭、森雅人：津波堆積物の再資源化による人工地盤造成、第6回土砂災害に関するシンポジウム論文集、Vol.1、pp.7-12、2012.

18) 嘉門雅史、勝見武、今西秀公：セメント系安定処理士の乾湿繰り返し耐久性、セメント協会第45回セメント技術大会講演集、pp.844-849、1991.

19) 沿岸開発技術研究センター: 海上工事における深層混合処理工法技術マニュアル、pp.129-130、1999.

20) 久野悟郎：土の流動化処理工法 - 建設発生土・泥土の再生利用技術、技報堂出版、pp.21-81、1997.

### 6. 研究発表

- 津波堆積物を用いた繊維質固化処理士の透水性に関する一考察、土木学会第67回年次学術講演会講演集、CS10-005、pp.9-10、2012年9月5日.

繊維質固化処理土工法による津波堆積物の再資源化と人工地盤造成、第23回廃棄物資源循環学会研究発表会講演論文集、pp.181-182、2012年10月22日.

• Study on Durability for Erosion by Rainfall of Cover Soil for Radiation-Contaminated Soil Made of Tsunami Sludge: A Consideration from the results of Jet Erosion Test, Proc. of the 3rd Vietnam/Japan Joint Seminar on Geohazards and Environmental Issues, Paper No. S3-1, pp.1-11, 2013年3月14日.

- Study on Durability for Drying and Wetting of Cover Soil for Radiation-Contaminated Soil Made of Tsunami Sludge, Proc. of the 3rd Vietnam/Japan Joint Seminar on Geohazards and Environmental Issues, Paper No. S3-2, pp.1-7, 2013年3月14日.

- Study on Permeability of Cover Soil for Radiation-Contaminated Soil Made of Tsunami Sludge, Proc. of the 3rd Vietnam/Japan Joint Seminar on Geohazards and Environmental Issues, Paper No. S3-3, pp.1-9, 2013年3月14日.

津波堆積物を用いた放射能汚染土覆土材の透水性評価、資源・素材学会春季大会講演集、pp.173-174、2013.

- 津波堆積物を用いた放射能汚染土覆土材の耐侵食性評価－水中噴流装置による耐侵食性試験－、資源・素材学会春季大会講演集、pp.175-176、2013.

- 津波堆積物を用いた放射能汚染土覆土材の耐侵食性評価－降雨による耐侵食性試験－、資源・素材学会春季大会講演集、pp.177-178、2013.

- 津波堆積物を用いた放射能汚染土覆土材の乾湿繰り返しに対する耐久性評価、資源・素材学会春季大会講演集、pp.179-180、2013.

津波堆積物を用いた放射能汚染土覆土材の耐侵食性に関する研究、テラメカニックス、第33号、pp.13-18、2013.