Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
## （3） 衝擊加速度試驗結果

3 年間に実施した衝撃加速度試験（キャスポル試験）をその他の試験結果と比較し、関連性を検討した。表3.2.5 にキャスポル試験結果とその他の試験結果の比較一覧表を示す。表3.2.5 のキャスポル試験結果より、3 か年で実験した現場におけるインパクト値と一面せん断試験結果より得られた、粘着力 c 及び内部摩擦角 φ との関係を図 3.2.1 と図 3.2.2 に示した。

表 3.2.5 キャスポル試験結果

現場名	粘着力 (kN/m²)	内部摩擦角 (°)	渥潤密度 (g/cm³)	インパクト値 (Ia)	相関式による計算値
c (kN/m²)	φ (°)
上海1 (GL-1m)	6	33	1.1	4.3	31	19
上海2 (GL-3m)	4	43	1.2	3.7	27	19
関東①	3	46	1.2	6.3	45	21
九 州	3	45	1.4	7.8	56	23
関東②	70以上	-	-	20以上	142以上	35以上
中部①1 (繊維状物少)	4	51	1.2	5.4	39	20
中部①2 (繊維状物多)	-	-	0.9	3.6	26	19
中部②	-	-	0.7	4.6	33	20
関 西	-	-	1.1	6.7	48	22
東 北	11	47	1.1	4.5	33	20
ジャカルタ	-	-	-	2～10	15～72	17～25

一覧表及びインパクト値

と粘着力、内部摩擦角との関係から、以下の点が明らかである。

・3か年の実験では、廃棄物地盤におけるインパクト値（Ia）はおおよそ4から8程度の範囲にある。

・土砂分主体の関東②、九州、関西現場のインパクト値（Ia）が高い。

・インパクト値（Ia）とその他の実験結果（一面せん断試験の c 及びφ）との関連性を調べたが、

図 3.2.1 インパクト値と粘着力の関係

図 3.2.2 インパクト値とと内部摩擦角の関係

相関性ははっきりとは見られなかった。

・インパクト値（Ia）を用いてキャスポル試験で得られている土地盤用の相関式で c 及び φ を求めてみたが、一面せん断試験結果で得られた値とかけ離れたものとなり、相関式は廃棄物地盤にそのままでは適用できないことが分かった。

## （４）現場試験としての適用性等に関する考察と課題整理

衝撃加速度試験は、不法投棄等現場で容易に廃棄物地盤の強度を知り、法面勾配等の安定性を評価することを目的で実施した。このため、衝撃加速度の試験結果のみならず、他の現場試験との関連性も得られることを期待した。しかしながら、これまでの実験では、他の試験（とくに一面せん断試験結果）とのはっきりとした相関性は得られていない。

また、不法投棄等現場では埋立て当事者は重機等を用いて埋立て作業を実施しており、基本的にはかなり密な廃棄物地盤が形成されているものと想定される。この状況を、数値的に判断することが重要であるが、衝撃加速度試験の結果では廃棄物の組成により得られるインパクト値(Ia)に差異が生じていること等から、地盤強度定数の計測を目的とした一般的な利用での比較は現状では難しい。

従来の土地盤でのキャスポル試験の活用では、礫の最大粒径37.5mmで10mm以上の礫を30%以上含まない土質材料に適用した場合に、インパクト値とCBR、内部摩擦角、粘着力との間に高い相関関係が得られており、一次回帰式が示されている。廃棄物に関してもこのような関係式が成立することが望ましいが、現状では試料数が少ないことから、明確な提案をするには至っていない。

ここで衝撃加速度試験の利用方法の提案として、廃棄物地盤における最低インパクト値の考えを取り入れ利用する方法がある。不法投棄等現場でキャスポル試験（衝撃加速度試験）を実施した場合に、絶対に必要な最低限の数値を基準化する考えである。廃棄物地盤の安定性の点から考えると、ある一定の締め固まった
状況を把握することが重要であると考える。

とくに、法面の崩壊が生じない状況の判断としては、これまでの現場実験結果から、

繊維状物等を含む現場の場合、

$$ Ia( インパクト値 )\geqq4.0\quad 程度とみられる。 $$

この数値の意味であるが、現在まで3カ年で実施した現場実験結果では、明らかに廃棄物がゆるく堆積し、クラックが発生しているなど安定性が乏しい場所では、インパクト値が4以下を示しており、この値が安全側の最低ラインであると考えたものである。

また、衝撃加速度試験は、同一現場内で廃棄物組成が近似した場所であれば、法肩付近等の平坦部の締め固め程度の比較に用いることは可能である。（試験場所については、斜面安定性を判断することが本来の目的のため法面で試験値を得たいところであるが、キャスポル試験は法面で実施することができない。）

#### 3.2.3 一面せん断試験について

現場一面せん断試験は、廃棄物組成の異なる5現場で実施した。現場のプラスチック含有量に着目して試験結果を順にみてみる。

## (1) プラスチック含有率 0%（九州現場）

安定型最終処分場に許可容量を大幅に上回る約 11 万m³ の廃棄物が、平均勾配 20° の原地盤に斜面上側から投下され埋め立てられたと推定される不法投棄等現場となる。試験現場は建設残土や碎石等が主に投棄されている場所であり、礫類や雑物類（5 mm 以下）が大半を占める。

現場密度試験より、湿潤密度 $ \rho_{t}=13.6\ g/cm^{3} $ 、含水比 w=23.3% であった。この試験現場において地表面を 1～2 m 程度掘削し、上載圧 1 種類で現場一面せん断試験を行った。現場試験後、廃棄物を持ち帰り、室内一面せん断試験を行い粘着力・内部摩擦角を求めた。

プラスチック含有率 0％ の廃棄物に対する一面せん断試験結果、せん断応力・垂直変位－せん断変位関係を図3.2.3に示す。図3.2.3には、上載圧1種類の現場一面せん断試験結果と、廃棄物を室内に持ち帰り、現場と同密度・同含水比で締め固めて供試体を作製し、上載圧3種類で室内一面せん断試験を実施した試験結果の両方を示す。図3.2.3の現場試験結果より、せん断応力－せん断変位関係ではせん断応力にピーク値がみられる。

図 3.2.3 プラスチック 0％ 現場・室内一面せん断試験結果 せん断応力・垂直変位 - せん断変位関係

図 3.2.4 プラスチック 0％ 一面せん断試験結果 せん断強度 - 上載圧関係

## (2) プラスチック含有率 6%（中部 $ ^{①} $ 現場）

産業廃棄物中間処理施設に保管基準を大きく上回る廃棄物が残置された不法投棄等現場となる。平地に高さ約11 mで廃棄物が積まれており、崩壊の危険性が懸念されている現場となる。また、九州現場とは異なり様々な廃棄物が混在している。ここで、プラスチック含有率は6.1％であった。さらに現場密度試験より、湿潤密度$\rho_{t}=1.18\ g/cm^{3}$，含水比$w=20.7\%$となる。この試験現場においても地表面を2 m程度掘削し、
上載圧 3 種類で現場一面せん断試験を行った。

プラスチック含有率 6.1％ 廃棄物に対する現場一面せん断試験結果、せん断応力・垂直変位－せん断変位関係が図3.2.5となる。図は現場一面せん断試験上載圧3種類での試験結果となる。図3.2.5より、せん断応力－せん断変位関係ではせん断変位の増加に伴いせん断応力が線形的に増加し、ピークがみられない。さらに垂直変位－せん断変位関係では、せん断時に収縮する傾向を示す。

せん断強度－上載圧関係を図3.2.6に示す。図より、現場・室内試験でのせん断強度の差はほとんどみられない。さらに、様々な材料が混在する廃棄物においても、せん断強度－上載圧関係は比例関係を示すことが認められる。これより、図から粘着力・内部摩擦角を算定すると、現場試験では粘着力$c=3.9\ kN/m^{2}$，内部摩擦角$\phi=50.6^{\circ}$となり、室内試験では粘着力$c=4.5\ kN/m^{2}$，内部摩擦角$\phi=47.5^{\circ}$となった。

図 3.2.5 プラスチック 6％ 現場一面せん断試験結果 せん断応力・垂直変位 - せん断変位関係

図 3.2.6 プラスチック 6％ 一面せん断試験結果 せん断強度 - 上載圧関係

### （３）プラスチック含有率１６.５％ （関東①現場）

産業廃棄物中間処理施設に保管基準を大きく上回る約5.4万 $ m^{3} $ の廃棄物が残置された不法投棄等現場となる。急勾配斜面（90°の勾配で約11 mの高さの直壁）が存在し、崩壊の危険性が懸念されている現場となる。廃棄物組成試験結果より試験現場には様々な産業廃棄物が混在しており、プラスチック含有率は16.5％となる。現場密度試験より、湿润密度 $ \rho_{t}=1.20\ g/cm^{3} $ ，含水比 $ w=30.5\% $ であった。この試験現場において、地表面から2 m(GL-2m)と4 m(GL-4m)を掘削し、GL-2mで上載圧3種類で試験を行い、GL-4mでは上載圧1種類で試験を行った。

プラスチック含有率16.5％の廃棄物に対する現場一面せん断試験結果、せん断応力・垂直変位－せん断変位関係が図3.2.7となる。図3.2.7はGL-2m（上載圧3種類），GL-4m（上載圧1種類）での現場一面せん断試験結果となる。図3.2.7より、せん断応力-せん断変位関係ではせん断変位の増加に伴いせん断応力が線形的に増加し、ピークがみられない。さらに垂直変位－せん断変位関係では、せん断時に終始膨張傾向を示す。さらにここで、上載圧が大きいほど膨張傾向が大きくなる傾向を示した。

次に、GL-2mとGL-4mでの試験結果を比較する。これより、同上載圧$\sigma=13.6\ kN/m^{2}$でのせん断応力・垂直変位はともにGL-4mが高い値を示した。GL-4mではGL-2mに比べて土被り圧が大きいことから、より大きな応力履歴を受けていたこととなる。これより、堆積廃棄物においても土被り圧の増加により強度が増加する傾向を示すことが明らかとなった。

せん断強度－上載圧関係を図3.2.8に示す。図3.2.8より、プラスチック含有率16.5％の廃棄物においても現場試験と室内試験でのせん断強度は同程度となる。図3.2.8より粘着力・内部摩擦角を算定すると、現場試験では粘着力$c=2.9\ kN/m^{2}$，内部摩擦角$\phi=46.2^{\circ}$，室内試験では粘着力$c=3.0\ kN/m^{2}$，内部摩擦角$\phi=43.8^{\circ}$となる。

以上より、乱さない供試体（現場試験時）と乱した供試体（室内試験時）ではせん断応力・垂直変位
せん断変位関係では差が生じるものの、せん断強度には大きな差はみられず、一面せん断試験より求まる強度定数，粘着力c，内部摩擦角φは現場・室内試験ともに同様の値を得ることができる。これより、室内試験により粘着力c，内部摩擦角φを概ね求めることができる。

図 3.2.8 プラスチック 16.5％ 一面せん断試験結果 せん断強度 - 上載圧関係

図 3.2.7 プラスチック 16.5 % 現場一面せん断試験結果 せん断応力・垂直変位 - せん断変位関係

## （４）　Ａ：プラスチック等含有率９％、Ｂ：２７%（上海現場）

国内の不法投棄等現場では行為者が土地の管理者である場合が多く、試験可能な現場が少ない。そのため、日本の不法投棄等現場と廃棄物の組成が近い中華人民共和国の上海老港廃棄物処分場においても現場試験を行った。この試験現場では、組成の異なる2か所（A地点：GL-3m、B地点：GL-1m）において、現場試験を行った。2か所とも同様であり、奥行方向に距離が異なる場所を試験現場として選定した。2か所の廃棄物組成試験結果より、A地点ではプラスチック含有率は9％であり、これまで示した日本の不法投棄等現場と同程度の廃棄物組成となる。さらにB地点ではプラスチック含有率（繊維類を含む）が27％であり、これまでの不法投棄等現場と比べると最もプラスチック含有率が多く、礫・陶磁器類の割合が少ない。現場密度試験結果より、A地点では湿潤密度$\rho_{t}=1.21\;\mathrm{g/cm^{3}}$，含水比$w=45\%$であり、B地点では湿潤密度$\rho_{t}=1.06\;\mathrm{g/cm^{3}}$，含水比$w=39\%$であった。この試験現場においても地表面を2m程度掘削し、現

(a) プラスチック 9% (A 地点)

(b) プラスチック 27% (B 地点)

図3.2.9 プラスチック等 9%，27% 一面せん断試験結果
プラスチック含有率 9％ の A 地点での廃棄物と 27％ の B 地点での廃棄物に対する現場一面せん断試験結果、せん断応力・垂直変位－ せん断変位関係が図3.2.9となる。図3.2.9より、A 地点、B 地点の両地点において、せん断応力－ せん断変位関係では、せん断応力はせん断変位の増加に伴い増加を続けピークが現れない。さらに、垂直変位－ せん断変位関係より、せん断時に終始膨張傾向を示し、上載圧が大きいほど膨張傾向は大きくなる。この傾向は、プラスチック含有率 16.5％ の廃棄物に対する試験結果と同様の傾向を示している。試験結果では、プラスチック含有率がある一定以上となることで、それ以下の廃棄物とは異なるせん断挙動を示す傾向がみられた。プラスチック含有率が高い廃棄物の現場せん断挙動は、せん断変位の増加に伴いせん断応力は線形的に増加を続けピークを示さず、せん断時は終始膨張傾向を示す挙動を示している。これはプラスチックの補強効果なるものによってせん断挙動に影響が及んでいるためであると思われる。

さらに図3.2.9より、せん断強度－上載圧関係を描いた図が図3.2.10となる。図より粘着力c，内部摩擦角φを求めると、A地点では粘着力$c=3.5\ kN/m^{2}$，内部摩擦角φ

図 3.2.10 プラスチック 9% ， 27% 一面せん断試験結果 せん断強度 - 上載圧関係

$ =42.5^{\circ} $ となり、B 地点では粘着力 $ c=6.0\ kN/m^{2} $ ，内部摩擦角 $ \phi=32.6^{\circ} $ となった。

#### 3.2.4 現場土圧試験について

3か所の堆積廃棄物の現場において現場土圧試験を実施した。写真3.2.13に現場土圧試験の実施状況を示す。長さ90cmの杭を7本並べて、摩擦の影響を考慮して内側の5本の杭に作用する土圧の合力を求めた。このときの有効幅は、B=27cmである。また、杭が傾くときに、根入れが浅いと杭の自重で回転モーメントが作用し、その影響が無視できないため、5つの杭の自重（W=17.3kgf）を考慮する必要がある。そのため、受働土圧係数を逆算する場合は、杭の傾斜を考慮できるクーロン土圧の考え方を用いる。

実測結果から、土圧の合力が最大値を示すときを破壊とし、このときの杭の傾斜角θは約100～110°であった。現場土圧試験の結果から強度定数を算定することができるが、ここでは、地表面の傾斜角i=0，壁

写真 3.2.13 現場土圧試験の実施状況

面の摩擦角は $ \delta=(2/3)\phi $ と仮定する。また、土圧には土の単位体積重量 $ \gamma $ が影響するため、この値については、各現場で求めた湿潤単位体積重量を用いることとする。

## （1） 中部 $ ^{①} $ 現場

現場の堆積廃棄物は、プラスチックが少ない場所とプラスチックが多い場所がある。一面せん断試験はプラスチックが少ない場所のみで実施した。また、現場土圧試験は、プラスチックが少ない場所とプラスチックが多い場所の二箇所で行った。プラスチックが少ない場所の土の単位体積重量は、$\gamma=1.2\ \mathrm{gf}/\mathrm{cm}^{3}$ であった。土圧の計算では、いずれの場所もこの値を用いることとする。図3.2.11に現場土圧試験の実験結果を示す。図の縦軸は、「不法投棄等現場の堆積廃棄物の斜面安定性評価マニュアル(案)」に示した(4)式の左辺より求められる。横軸に根入れ深さHをとって直線近似を行い、この直線の傾きから受働土圧係数$\mathrm{K}_{\mathrm{p}}$ が算定される。さらに、同マニュアル(案)の(5)式のクーロン土圧係数において、杭の傾斜角（θ），地表面の傾斜角（i）および

図 3.2.11 現場土圧試験の実験結果 (中部①：プラスチックが少ない場所)
壁面の摩擦角（δ）を与えると内部摩擦角φが算定される。また、この直線の切片から粘着力が算定される。このようにして推定された粘着力と内部摩擦角は以下のとおりである。

＜現場土圧試験により算定された強度定数：プラスチックが少ない場所＞

$$ c=5.5\mathrm{kN/m^{2}},\quad\phi=52^{\circ} $$

また、現場一面せん断試験により得られた強度定数は以下のとおりである。

<現場一面せん断試験の実測値>

$$ c=3.9\mathrm{kN/m^{2}},\quad\phi=50.6^{\circ} $$

これらの結果を比較すると、現場土圧試験から求め

た強度定数は、現場一面せん断試験の実測値と概ね一致する

ことがわかる。

図 3.2.12 現場土圧試験の実験結果 (中部①：プラスチックが多い場所)

一方、プラスチックが多い場所で行った現場土圧試験の結果を図3.2.12に示す。この結果をもとに、上述と同様の方法で求めた強度定数を以下に示す。

＜現場土圧試験により算定された強度定数：プラスチックが多い場所＞

$$ c=2.5\mathrm{kN/m^{2}},\quad\phi=51^{\circ} $$

この場所での一面せん断試験は実施していないが、現場土圧試験により求めた強度定数は、プラスチックが少ない場所で求めた値とあまり変わらない結果が得

られている。

次に、東北地方の震災篩下残渣堆積地で実施した現場土圧試験の結果を図3.2.13に示す。現場の土の単位体積重量は、$\gamma=1.1\ \mathrm{gf}/\mathrm{cm}^{3}$ であった。データにかなりばらつきがあるため、最大と最小値の二つを除いた残りのデータで直線を求めた。この結果をもとに、上述と同様の方法で求めた強度定数を以下に示す。

<現場土圧試験により算定された強度定数>

\[c=2.1\mathrm{kN/m^{2},\quad\phi\quad=43\text{}\text{}\

また、現場一面せん断試験により得られた強度定数は以下の通りである。

<現場一面せん断試験の実測値>

$$ c=10.8\mathrm{kN/m^{2},\quad\phi\quad}=47.3\text{°} $$

これらの結果を比較すると、現場土圧試験から求めた強度定数は、現場一面せん断試験の実測値よりやや小さな値を示しているが、概算値としては妥当な値が得られている。

次に、中部②の不法投棄等現場で実施した現場土圧試験の結果を図3.2.14に示す。この結果をもとに、上述と同様の方法で求めた強度定数を以下に示す。＜現場土圧試験により算定された強度定数＞

$$ c=3.1\mathrm{kN/m^{2}},\quad\phi=47^{\circ} $$

この現場で一面せん断試験は、1つの上載圧（13.6 kN/m²）のみの条件で実験を行った。そのため、強度定数は得られていない。このときのせん断強度は、24 kN/m²であった。現場土圧試験により算定された

図 3.2.13 現場土圧試験の実験結果 (東北：震災篩下残渣堆積地)

図 3.2.14 現場土圧試験の実験結果（中部②）
強度定数を用いて、上載圧 $ 13.6 \, kN/m^{2} $ のせん断強度を求めると $ 18 \, kN/m^{2} $ となるので、ばらつきを考えると概ね妥当な値であると考えられる。

#### 3.2.5 引張試験について

関東①不法投棄等現場の GL-2m での廃棄物を用いて大型引張試験を行った。供試体は湿潤単位堆積重量 9.0 kN/m³ 程度で作製した。試験は上載圧 50,100,150,200 kN/m² の 4 条件で試験を行った。

図 3.2.15 に引張試験結果、引張応力・垂直変位－引張変位関係曲線を示す。図より、引張応力－引張変位関係では、引張応力は確かに発現し、上載圧を増加させるにつれ引張応力も増加する。上載圧が大きいほど引張応力のピーク値は明確に表れ、引張変位が小さい値でピーク値を示す。また、垂直変位－引張変位関係では、すべての条件において収縮を示し、上載圧が大きいほど収縮量が減少する。これは、引張応力が大きいほどプラスチック類の伸び変形が大きくなるため収縮の減少を抑制したと容易に理解できる。さらに、図より、引張応力のピーク値を引張強度とし、引張強度－上載圧関係を描いた図が図 3.2.16 となる。

図 3.2.16 より、引張強度－上載圧関係は比例関係となり、上載圧に依存しない強度(図の切片)と上載圧に依存する強度(図の傾き)が存在することが分かる。これより、引張強度を以下の式で定義する。

$$ \mathbf{Z}=c_{T}+\sigma\tan\zeta $$

$$ \begin{aligned} ここに、Z：引張強度 (kN/m^{2})\quad&c_{T}：引張粘着力( 上載圧に依存しないパラメータ )(kN/m^{2})\end{aligned} $$

$$ \zeta\colon 引張摩擦角 (^{\circ})( 上載圧に依存する \text{パラメータ }) $$

図より、 $ c_{T} $ ，ζは $ c_{T}=10.3\ kN/m^{2} $ ，ζ=18.2°となる。

図 3.2.16 引張試験結果

図 3.2.15 大型引張試験結果

引張強度-上載圧関係曲線

引張応力·垂直変位-引張変位関係

#### 3.2.6 基礎実験結果について

本節では堆積廃棄物の基本的な力学特性等を把握するために実施した基礎的な室内実験及び現場実験の結果を示す。

## （１）関東①現場から採取した試料を用いた堆積廃棄物地盤の土質試験

関東①現場から採取した試料を用いて、表3.2.6に示す土質試験を実施した。試験は「不法投棄等現場の堆積廃棄物の斜面安定性評価マニュアル(案)」表（1）（産業廃棄物不法投棄等現場の斜面安定性評価上での分類）中の紐状物、シート状物と細粒分主体の堆積廃棄物の力学特性の違いを明らかにする観点から、採取した試料を篩いなしで用いた篩なし試料と、篩下19mmの試料の二つに分けて実施した。

堆積廃棄物地盤から採取した試料は、従来の土質試験に基づいて実施可能と考えられるが、大きなプラスチックや礫分を含んでいるため、これらの取り扱い（試料から除去するかどうか等）及びその影響をどのよ
うに評価するかは今後の課題である。また、堆積廃棄物地盤の斜面安定性を評価する上で、粘着力c及び内部摩擦角φは大きな影響を及ぼすが、これらの地盤強度定数は三軸圧縮せん断試験によって求められるケースがこれまでの廃棄物地盤調査では多いようである。

今回の三軸圧縮せん断試験結果は一面せん断試験結果と比べ大きな粘着力を有しているが、データの変動も大きく、定量的なデータを得るには至っていない。三軸圧縮せん断試験の堆積廃棄物地盤への適用性については、より詳細な検討が必要である。

## （２）関東①現場から採取した試料を用いた一軸圧縮試験

堆積廃棄物地盤試料には大きな礫やプラスチックを含むため、三軸せん断試験を実施する場合、大型の試験機を用いなければならない。しかし、大型の試験は時間と費用がかかるため、比較的簡易かつ安価に実施できる一軸圧縮試験 $ ^{46} $ （φ100mm, h=200mm）の適用を試みた。

試験は関東 $ ^{①} $ 現場から採取した試料を用い、採取した試料をそのまま用いた篩なし試料（φ100mmと比べ明らかに大きい礫やプラスチックは除去）と、篩下19mmの試料及び篩下19mmの試料からプラスチックを手選別により除去したプラ除去試料の三つのケース

表 3.2.6 関東 $ ^{①} $ 現場の試料を用いた土質試験結果

試験項目	単位	篩なし試料	篩い下19mm試料	準拠規格	備考
一般	土粒子の密度: ρs	g/cm³	2.260	2.255	JIS A 1202
自然含水比: wn	%	21.4	26.7	JIS A 1203
粒度	礫分	%	70.6	52.9	JIS A 1204
砂分	%	15.6	24.5
シルト、粘土分	%	13.8	22.6
締固め	試験方法	B-c	B-c	JIS A 1210	モールド内径15cm、高さ12.5cm
最大乾燥密度 ρdmax	g/cm³	1.291	1.208
最適含水比 wopt	%	28.1	33.2
せん断	試験条件	CD	CD	JGS 0524	φ100mm, h=200mm 側圧15, 30, 45kPa
内部摩擦角 φd	°	47.9	46.3
粘着力 Cd	kN/m²	38.3	34.8
透水	透水試験方法	定水位	定水位	JIS A 1218	透水凹筒内径15cm、長さ12.5cm
透水係数 k	m/s	1.17E-03	3.01E-04

表 3.2.7 一軸圧縮試験結果（3 回の平均値）

でそれぞれ三回実施した。試験結果を表3.2.7及び図3.2.17に示す。プラ除去試料、篩下19mm試料、篩なし試料の順に最大圧縮応力及び破壊ひずみが大きくなった。また、プラ除去試料では供試体中央がはらみ出すように破壊したが、篩なし試料では圧縮応力のピークが過ぎた後も中央部のはらみ出しの変形は確認されず、

項目	篩なし試料	篩い下19mm試料	プラ除去試料
湿潤密度	(g/cm³)	1.41	1.55	1.54
含水比	(%)	28.1	33.1	28.5
プラ含有量	(%)	3.6	3.8	-
最大圧縮応力	(kN/m²)	206	89.2	58.3
破壊ひずみ	(%)	16.2	8.6	3.8
弾性係数E50	(kN/m²)	1,686	1,473	2,086

図 3.2.17 一軸圧縮試験結果（左：応力ひずみ関係、右：圧縮応力ピーク後の供試体の状態）
供試体全体が圧縮変形した。

次に、一軸圧縮試験の供試体の一部からプラスチックを取り出し、長さと幅を測定した結果を図3.2.18に示す。篩なし試料から採取したプラスチックの重量は7.1 gでその数は122、長さが40mm以上のものは43で全体の35.2%であった。篩下19mmの試料から採取したプラスチックの重量は7.2 gでその数は90、長さが40mm以上のものは13で全体の13.5%であった。両供試体の最大圧縮応力が大きく異なっていることから、長さが40mm以上のプラスチックが供試体の変形を拘束し、大きな圧縮応力の発現に寄与していると考えられる。

図 3.2.18 供試体に含まれるプラスチックの長さと幅の分布図

## （３）大型土槽を用いた堆積廃棄物 地盤の水平土圧に関する実験

繊維状物を含む堆積廃棄物の力学特性を把握するために、高さ1.1m、幅1.15m、奥行き0.8mの土槽に関東①現場から採取した試料を充填した。試料は4層に分け、25kPaを載荷しながら充填した後、10kPa毎に上載圧を増加させながら50kPaまで載荷した。図3.2.19に水平土圧分布の結果を示す。土槽中央の水平土圧が卓越し、上下端に向かい減少する円弧のような水平土圧分布となり、通常の地盤に比べ弾性的挙動が卓越することが示唆された。

図 3.2.19 水平ごみ圧分布（経過 35 日を基準とした増減を表示）

## （４）大型土槽を用いた堆積廃棄物地盤中のプラスチックに発生するひずみ測定に関する実験

堆積廃棄物地盤に含まれる繊維状物等は引張抵抗を有し、堆積廃棄物地盤の安定性に大きく寄与することが各種実験により明らかになりつつある。そこで、プラスチックにひずみゲージを貼付け、堆積廃棄物地盤中のプラスチックに発生するひずみ（プラスチックの伸び）を直接計測することを試みた。図

図 3.2.20 実験模式図

図 3.2.21 水平ごみ圧とひずみ結果

#### 3.2.20 に実験の模式図を示す。

大型土槽内に斜面架台を設置し、傾斜地上の堆積廃棄物地盤を模擬した。また、図中左側の側壁は可動式となっており、50kPaまで上載した後、経過日数35日に側壁を主働土圧が発生する方向に移動させた。図3.2.21に土槽深さ580mm位置での水平土圧及びプラスチックのひずみの経時変化を示す。上載圧の増加に伴い充填試料は圧縮され、水平土圧及びひずみも増加している。圧縮に伴いプラスチックが引張りを受けていることがわかる。また、経過日数35日の側壁移動後に、プラスチックのひずみが大きく上昇し、充填試料は自立した。側壁移動に伴う応力開放時の土粒子の動きに対し、プラスチックによる拘束効果が発揮されたと考えられる。

## （５）プラスチックの室内引抜き試験
現場におけるプラスチックの引抜き試験では、引抜くプラスチックの材質や形状にばらつきがあるため、定量的なデータを得ることが難しい。そこで、人為的に作成したプラスチックを100mm重ねあわせるように配置し、片方のみを引抜いた結果、重ねあわせ部分で引抜力が伝達することが確認された（図3.2.22）。プラスチック等の繊維状物の引抜抵抗は、引抜かれる繊維状物単体だけではなく、他の繊維状物の影響を受けることが示唆された。

図 3.2.22 実験装置（左）とプラスチックの引抜変位-張力の結果（右）

## （６）プラスチックの引抜き試験

関東①現場で廃棄物層から露呈している繊維状物等を図3.2.23左のとおりに引き抜いて、そのときの引抜力（引抜抵抗）をみた（図3.2.23右に計測結果の例を示す）。

引抜抵抗の最大値は、プラスチックが引抜ける場合は40～100Nであり、破断して引抜ける場合は概ね10倍の400～500Nを計測した。破断して引抜ける場合は、周辺部の地盤も引抜きに伴い変位することが確認された。また、土被り厚が厚い程、引抜力が大きくなった。

試験結果から、廃棄物層に

図 3.2.23 現場引抜試験と引抜変位-引抜力の結果

働くであろう引張抵抗は、層内での繊維状物等の絡み合いや付着等による抗力が主で、それらを発現させる要因として土被り厚＝載荷重あるいは先行荷重が担っていることが推察される。

また、試験では堆積層中の埋設長が最短8cmのもので引抜力を有した（これより短いものは引き抜くと層断面から繊維状物等がポロポロと落ちるような状態で引抜力は計測できなかった）、少なくてもこの程度の長さの繊維状物は廃棄物層が持つ引張抵抗に寄与しているものとみられる。このことから、「不法投棄等現場の堆積廃棄物の斜面安定性評価マニュアル(案)」表(1)注1)で、概略評価段階で引張抵抗を考慮できる現場の概ねの目安として10cm以上の繊維状物を含む現場とした。

## （７）FWD（重錘落下試験）の堆積廃棄物地盤への適用について

小型 FWD システム（東京測器研究所）を用いて、中部②現場の地盤反力係数 $ K_{30} $ 及び地盤弾性係数 E の計測を試みた。FWD はキャスポルと同様に加速度計を内蔵しているが、載荷板の大きさ、重錘、落下高さが設定でき、外部変位センサの取付けにより重錘落下による影響範囲の測定も可能である。

図 3.2.24 に堆積廃棄物地盤表層のプラスチックを多く含む箇所での測定結果を示す。落下高さを変えて計測した載荷応力は直線となり、沈下量 1.25mm 時の載荷応力として算出した地盤反力係数 $ K_{30} $ は 3.1(MN/m³)
で、地盤弾性係数 E は 1.2(MN/m²) であった。同現場内での測定結果では、プラスチックが多い箇所では、 $ K_{30}=3.1\sim5.1(MN/m^{3}) $ 、 $ E=1.1\sim1.7(MN/m^{2}) $ 、プラスチックが少なく土砂分が多い箇所では $ K_{30}=11.0\sim16.4(MN/m^{3}) $ 、 $ E=3.3\sim4.7(MN/m^{2}) $ であった。また、外部変位センサによる重錘落下の影響範囲は 0.35m 程度であった（図 3.2.25）。

FWD によって計測された地盤反力係数 $ K_{30} $ は、キャスポルのインパクト値から換算される地盤反力係数と一致することが別途確認されており、プラスチックが多い箇所の地盤弾性係数 $ E=1.1\sim1.7(MN/m^{2}) $ は一軸圧縮試験の $ E_{50} $ （表 3.2.7 参照）とも一致している。しかし、FWD は動的な計測結果であり、静的な現場平板載荷試験の試験結果に比べ大きな値を計測するとの報告もある。今後は現場平板載荷試験と併用して試験を実施する等、データの蓄積が必要と考えられる。

図 3.2.24 FWD 計測結果

(凡例は重錘落下高さ)

図 3.2.25 外部変位センサによる影響範囲

#### 3.2.7 試料サンプリング方法について

従来、土質力学試験においては不攪乱試料採取し、供試体を作成、各種力学試験を実施することになっている。しかし、本研究対象である不適正処分された堆積廃棄物層において、不攪乱試料採取は非常に困難を伴う。これは、廃棄物層の成り立ちは、各地から不適正に搬入される産業廃棄物であり、発生場所により廃棄物組成も、個々の廃棄物の大きさも様々であることによる。そのため、一つの現場においても、場所によって組成が異なることがほとんどである。現場での土質力学試験を行う場合は不攪乱供試体を用いて試験を行うことが適していることは言うまでもないが、実験室内で行う試験の場合は、不攪乱試料採取は一般に難しいことから、攪乱試料を用いて、試験回数を多くすることも検討すべきである。

## ①不攪乱試料採取

不攪乱試料採取を実施する場合は、せん断箱の形状により、道路工事等で使用されている大型から中型のカッターやコアドリル等(写真3.2.14)を用いる手法が考えられる。しかし、廃棄物層内には、金属、コンクリート、石、プラスチック、木材、繊維等様々な材質の物が不均質に存在しているため、金属の塊による刃の欠損、紐状物による絡まり、高速回転時の発熱によるプラスチック類の変質・付着等が生じる可能性は否めない。また、ごみ山では、不法投棄された廃棄物の質や廃棄物層内の環境によってメタンガス等の可燃性ガスが生じている場合もあり、切断時に火花が生じると火災が生じる危険性があるため、細心の注意を払う必要がある。

写真 3.2.15 に現場一面せん断試験用に廃棄物層から供試体を切り出すための位置決め及び供試体成形後の写真を示した。

まず、供試体用の型枠を用いて、切り出す位置を決める。

写真 3.2.14 中型カッターとコアドリル

写真 3.2.15 試料採取位置の選択及び供試体の成形
廃棄物層には大きながれき類や布類等が混入しているため、採取位置を決めた後、ポール等を周辺層内に突き刺し、切り出しに不適な廃棄物の存在がないことを確かめると良い。切り出し位置を決めたら、周辺から手鍬や鋤を用いて周辺から徐々に掘削を行う。適度な大きさの供試体を切り出した後、型枠を徐々にはめながら、電動グラインダー、万能ばさみ、カッター等を用いて成形を行う。不攪乱試料採取を行う場合は、型枠をはめた後、底部を鋏等を用いて切断し、枠をはめたまま、ビニール袋等で梱包し水分の蒸発を抑え、さらに、型枠からこぼれ落ちないように堅牢な容器に入れる必要がある。

その他の不攪乱試料採取法として、試料採取器を打撃により廃棄物層に打ち込み採取する手法も考えられ

るが、大きく厚みのある廃棄物の存在、及び弾力性を有するプラスチック類が存在するため、打撃・切断による試料採取はさらに困難を伴うことが多い。写真3.2.16に厚さ3mmのステンレス板（300mm×300mm×250mm）で作成した試料採取器（討ち入れ部に刃を作成）を用いて試験的に実施した不攪乱試料採取試験時の写真を示した。重機による加圧・打ち込みにより、試料採取が行える場合もあるが、打ち込みによりステンレス製の採取器が熱を帯びるため、水分の蒸発が早まるので、有姿のまま保存するためには迅速な梱包が必要である。

## ②攪乱試料の採取における必要事項

実験室内で土質力学試験を行う場合、試料採取とともに、試料採取時に現場でしか得ることができない情報、廃棄物層の密度は現場で測定する必要がある。廃棄物層の密度を測る公定法は規定されておらず、最大

写真 3.2.16 試料採取試験器及び重機による打ち込み

写真 3.2.17 水置換による廃棄物層密度試験

粒径が極めて大きい土用の試験法で廃棄物地盤に適用可能である「水置換による土の密度試験」 $ ^{47} $ (JGS1612)を参考に実施する。また、採取後の試料から実験室内で得る情報として、含水比や粒度分布等の情報があることも考慮すると、土の含水比試験方法（JIS A1203）を参考に、最小でも30kg以上の容積を掘削し、廃棄物層密度、廃棄物層含水比を求めるべきである。写真3.2.17に水置換による廃棄物層現場密度試験状況を示した。実験室内での土質力学試験用に採取する廃棄物試料は、掘削試料全てを密封保管し、粒径、組成等を調べるべきである。しかし、廃棄物層には様々な大きさの廃棄物が混入しており、土質力学装置の大きさにより、充填する廃棄物の最大粒径も決まるため $ ^{注} $ 、現地である程度大きな廃棄物を除く場合はそれらの重量、見かけ容積等を記録しておくことが必要である。
### 3.3 実験結果のまとめ

国内外 9 現場で行った実験（採取試料を用いた室内実験を含む）の結果一覧を表 3.3.1 に示す。一連の実験で把握できた事項は次のとおりである。

○わが国の不法投棄等現場の廃棄物層が持つ高い摩擦抵抗

・わが国の不法投棄等現場での一面せん断試験と現場土圧試験による内部摩擦角（φ）と停止安息角（盛りこぼしを含む角度）はいずれも45°程度を示しており、一般的な盛土地盤の値である30°程度や、ジャカルタの埋立地の停止安息角36°～40°と比べて、非常に大きい。要因として、わが国の不法投棄等現場では、行為者が用地内にできるだけ多くの投棄をするため良く締固めていることや、プラスチック等の繊維状物等に加え海外の都市固形ごみには含まれないコンクリートがら等の雑多な廃棄物による噛み合わせ効果によることが推察される。また、ジャカルタの埋立地の停止安息角が比較的小さいのは、都市固形ごみに多量に含まれる生ごみや熱帯降雨による水分量の多さにより摩擦抵抗が小さくなっているためとみれらる。わが国の不法投棄等現場の強度特性上の特質として、非常に高い摩擦抵抗を有することが第一にあげられる。

○プラスチック等の繊維状物等の有無による異なる強度特性

・プラスチック等の繊維状物等を多く含む場合（上海、関東①、中部①、中部②、ジャカルタ）とほとんど含まない場合（九州、関東②、関西）を比較すると、試験結果全般に明らかな差異がある。

・繊維状物等を含まない場合は、一面せん断試験で得られる「せん断変位－せん断応力」曲線で通常の土質材料と同様にせん断応力にピークが現れることや、キャスポル試験（衝撃加速度試験）でのインパクト値（衝撃加速度）が大きいなど、通常の盛土地盤と同様の強度特性を有する。

・繊維状物等を含む場合は、一面せん断試験の「せん断変位－せん断応力」曲線にピークが現れない、キャスポル試験のインパクト値が小さい、大型土槽試験で弾性体的土圧分布を示すなど、盛土地盤とは明らかに挙動が異なり、弾性体的特徴を有する。

・繊維状物等を含む場合は、一面せん断試験や現場土圧試験で摩擦抵抗(φ：内部摩擦角)は大きく、粘着力(c)は小さい値を示す。また、引張試験や現場引抜試験により引張抵抗を有することが確認されており、繊維状物等を含む不法投棄等現場が急勾配で安定するのは、高い摩擦抵抗と引張抵抗によっていることが示唆される。

・震災廃棄物の破砕後篩下残渣（長さ数 cm 程度の木くずやプラスチック等を含む）も、上記の繊維状物等を多く含む現場に匹敵する強度定数、安息角を示す。

○一面せん断試験等のφ、停止安息角、及び現場の急勾配斜面勾配がほぼ一致

・一面せん断試験及び現場土圧試験のφと停止安息角は、各現場でほぼ同じ値をとった。また、これら試験値は、不法投棄等現場で形成されている急勾配斜面の勾配とほぼ同じ値であった。このことから、これらの試験の信頼性と、停止安息角が概略検討段階でφの代替として活用できることが窺える。

○一面せん断試験の現場と室内の試験結果に大差が無い

・関東 $ ^{①} $ 現場の試料による比較では、廃棄物層を乱さない状態で行った現場実験結果と、乱した採取試料を用いた室内試験の結果について、斜面安定性評価を行う上で問題となるような顕著な差は生じていない。

○停止安息角以上の勾配の斜面で表層崩壊が発生

・不法投棄等現場内で安定している急勾配斜面は概ね、停止安息角～限界安息角（盛りこぼしを含まない角度）の範囲内にある。

・斜面全体が停止安息角以上で形成されていた関西現場で表層崩壊が発生した。

・掘削されて直壁（勾配 $ 90^{\circ} $ ）が形成されていた関東①現場では、法肩から奥行き方向 $ 1 \, m $ 程度の範囲の表面崩壊が生じた。

・停止安息角以上の急勾配（約60°）で積み上げられていた中部①現場では、斜面の法肩から約1mの部分に法肩に平行に長さ約10m、幅数cmのクラックが発生した。

・ジャカルタ近郊のシパユン埋立地 (安息角試験を行ったサムルバツ埋立地とごみ質がほぼ同様) では、サムルバツでの停止安息角を上回る $ 50^{\circ} $ 以上の勾配で盛られた高さ 5m 程度の法面で表層崩壊が生じた。

・停止安息角以下で盛られていた東北現場の堆積場所（法勾配 $ 40^{\circ} $ ）での、法肩へバックホウ・バケッ
トによる載荷実験では、沈下、はらみだしは生じたものの斜面崩壊はしなかった。

・停止安息角 $ 45^{\circ} $ の中部②現場で、勾配 $ 40^{\circ} $ と $ 60^{\circ} $ の廃棄物の山（高さ 1.5m）を構築して行ったバックホウ・バケットによる載荷実験では、 $ 40^{\circ} $ の山は下方に圧縮されるのみであったが、 $ 60^{\circ} $ の山は崩壊現象を示した。

・以上から、停止安息角は、安定斜面勾配の指標になりうることが窺える。

○キャスポル試験は現場の締固め状況に応じた結果を示す

・繊維状物等を多く含む現場ではインパクト値は一般的な盛土地盤よりも小さい値をとるが、締固めの状態を反映した値が得られた。とくに、インパクト値が4以下の場所では明らかに締固めが不十分であったり、急勾配斜面上にクラックが生じており、指標として活用できる可能性があることが窺えた。

・不法投棄等地盤でのインパクト値からの強度定数の推定は、現状ではデータ不足により困難である。

○非破壊試験は廃棄物地盤への適用性を高めるには十分なデータ蓄積が必要

・表面波探査を2現場、電気探査を1現場で行った。表面波探査では、計測可能深度（概ね10m）の範囲で原地盤面の推定は可能であるが、現状では廃棄物層内部の密度差や空洞の把握等はできない。電気探査（二次元比抵抗法探査）では、現状では本探査のみでの地下水位の計測は難しく、ボーリング調査との併用が必要である。いずれの試験も廃棄物地盤への適用性を高めるには、十分なデータ蓄積が必要である。
表 3.3.1(1) 実施した現場・室内実験結果一覧（その1：平成22～23年度実施分）

項 目	上海市老港处分場(都市固形ごみ)	国内産業廃棄物不法投棄等現場
関東①	九州	関東②
当該地の用途	海面埋立处分場	旧中間処理施設	安定型処分場	管理型処分場
原地形(底面)	平地	平地	約20°の斜面	平地
廃棄物組成(重量比)(一面せん断試験実施地点)	・プラ類22%、石・陶器29%(GL-1m)・プラ9%、石・陶器52%(GL-3m)	プラ類16%、礫・陶磁器46%、砂類28%、金属4%、木くず1%(dim1+dim2=4%)	がれき類・土砂等100%（プラ類なし）	土砂・燃え殻等85%、がれき類12%、プラ類2%、金属1%
湿潤密度[乾燥密度](一面せん断試験実施地点)	1.1g/cm³(GL-1m)1.2g/cm³(GL-3m)	1.2g/cm³[0.9g/cm³]	1.4g/cm³[1.1g/cm³]	1.4g/cm³
含水比[含水率](一面せん断試験実施地点)	39%(GL-1m)45%(GL-3m)	31%[23%]	23%[19%]	未計測
廃棄物堆積高さ	9m(実験場所)	約18m	約40m	約40m
廃棄物法面勾配	42°～53°(付近の廃棄物築堤部法勾配)	40°～62°(法部)約90°(切削部)	30°～42°	約30°(=処分場計画勾配)
過去の斜面崩壊等	未確認	90°壁の幅1mの崩壊	急勾配部表層崩壊あり(地山崩壊危険地域)	なし
載荷実験(現場)	従来解析法で十分崩壊が想定される断面、荷重で崩壊、変位なし	未実施	未実施	未実施
崩壊実験(現場) せん断強さ(約3m³の地盤に連続した立方体の強さ)	12kN/m²(GL-1m)15kN/m²(GL-3m)(平均繊維長と同等の約20cmでピーク)	未実施	未実施	未実施
安息角試験(現場)(盛りこぼしを含む角度=停止安息角～限界安息角)	約45°～60°(掘削物積上げ勾配)	50°～60°(バケット10杯分、円錐高さ154cm)	44°～50°(バケット10杯分、円錐高さ130cm)	約35°～45°(掘削物積上げ勾配)
一面せん断試験	現場試験	c	6kN/m²(GL-1m)4kN/m²(GL-3m)	3kN/m²	未計測	70kN/m²以上
φ	33°(GL-1m)43°(GL-3m)	46°	未計測	未計測
室内試験	c	未実施	3kN/m²	3kN/m²	(別途三軸試験結果=55kN/m²)
φ	未実施	44°	45°	(別途三軸試験結果=35°)
せん断変位－応力の関係	せん断応力のピーク無し	せん断応力のピーク無し	せん断応力のピークあり	(固結状態に近く変位35mmまで実験できず未計測)
キャスポル試験(現場－面せん断試験実施地点)	Ir(インパクト値)	4.7(GL-1m)4.1(GL-3m)	6.3(現場内では締固まり状況に対応して3.0～7.4)	7.8	20以上
地盤相関式で算定したc,φ	c	31kN/m²(GL-1m)27kN/m²(GL-3m)	45kN/m²	56kN/m²	142kN/m²以上
φ	19°(GL-1m)19°(GL-3m)	21°	23°	35°以上
現場引抜試験(廃棄物層からの1本の繊維状物等の引抜抵抗力試験)	未実施	抜ける場合=40～100N破断する場合=400～500N	試掘断面に引抜対象となる繊維状物が無く未実施	試掘断面に引抜対象となる繊維状物が無く未実施
室内引抜試験(L=60cm土槽からの繊維状物等の引抜試験)	未実施	最大引抜力=52N(上載圧5kPa、繊維増込長32.5cm)	繊維状物なく未実施	繊維状物なく未実施
引張試験(室内)(L=1mの引張箱を用いた引張試験)	未実施	ζ=18.2°cτ=10.3kN/m²	未実施	実施
大型土圧試験(室内)	未実施	弹性体的土圧分布を計測	未実施	未実施
透水係数(定水位:室内)	未実施	1.17E-3m/s	未実施	未実施
非破壊試験	未実施	表面波探查:原地盤面の推定は可能。内部密度や空洞の把握は現状では困難電気探查(二次元比抵抗法):ボーリング調査との併用により地下水位の推定可能。(表面波探査:関東①関東②で実施、電気探査:九州で実施)
表 3.3.1(2) 実施した現場・室内実験結果一覧（その2：平成24年度実施分）

項目	国内產業廃棄物不法投棄等現場	一般廃棄物処分場崩落現場(関西)	震災篩下残渣堆積地(東北)	ジャカルタ近郊サムルバツ埋立地
中部①	中部②
当該地の用途	旧中間処理施設	旧中間処理施設の隣接地	一般廃棄物処分場	ストックヤード	Landfill
原地形(底面)	平地	平地	谷地(詳細不明)	平地	平地
廃棄物組成(重量比)(一面せん断試験実施地点)	プラ類6%、木くず3%、がれき類50%、土砂等35%、金属3%、その他3%(dim1+dim2=12%)	[容積比・既存資料]プラ類50%、木くず・紙くず類37%、コンクリート等13%	灰、土砂分主体(繊維状物は散見される程度)	プラ類0.4%、木くず6%、がれき類14%、5mm以下土砂等80%	生ごみ、プラ類等の生活ごみ(果実殻等の生ごみ多)
湿潤密度[乾燥密度](一面せん断試験実施地点)	1.2[1.0]g/cm³(頂上:繊維状物多,転圧少0.9[0.8]g/cm³)	0.7g/cm³[0.6g/cm³]	1.1g/cm³[0.9g/cm³]	1.1[0.8]g/cm³(表層)1.1[0.8]g/cm³(GL-2m)	未計測
含水比[含水率](一面せん断試験実施地点)	21%[17%](頂上:繊維状物多,転圧少13%[11%])	17%[15%]	14%[12%]	42%[29%](表層)37%[27%](GL-2m)	簡易土壤水分測定器による容積含水率=72%
廃棄物堆積高さ	約11m	約30m	約30m	約3m	約6.5m～30m
廃棄物法面勾配	40°～60°	24°～25°	約40°	38～42°	約40°(埋立終了部は30°で整形覆土)
過去の斜面崩壊等	60°の最急勾配部にクラック発生	未確認	降雨後に斜面表層部崩壊	なし	付近の埋立地内で50°以上の法面が崩壊
載荷実験(現場)	未実施	未実施	未実施	未実施	未実施
崩壊実験(現場)引張応力(長さ約0.9m,高さ約0.8mの廃棄物層の片持ち梁の崩壊時の引張応力)	34kN/m²(表面から厚さ0.8mの範囲)	未実施	未実施	未実施	未実施
安息角試験(現場)(盛りこぼしを含む角度=停止安息角～限界安息角)	45°～53°(繊維状物少)(頂上:繊維状物多,転圧少52°～58°)	一面せん断試験場所45°～48°	36°～40°	掘削直後の湿った状態40°～45°1日間乾燥後試料40°～43°	埋立直後物:36°～55°一年経過物:40°～58°
重機による法肩載荷実験	未実施	40°法面:圧縮のみ60°法面:崩壊(積上高1.5m)	未実施	40°実斜面:圧縮及び2cmの斜面はらみ出しのみ	未実施
一面せん断試験	現場試験	c	4kN/m²(繊維状物少)	上載圧13.6kN/m²のとき,せん断強度24kN/m²(C,φは未計測)	未実施	11kN/m²	未計測
φ	51°(繊維状物少)	未実施	47°	未計測
室内試験	c	5kN/m²(同上)	未実施	未実施	未実施	未実施
φ	48°(同上)	未実施	未実施	未実施	未実施
せん断変位-応力の関係	せん断応力のピーク無し	せん断応力のピーク無し	-	せん断応力のピーク無し	未実施
現場土圧試験(試行解析結果)	c	6kN/m²(繊維状物少)3kN/m²(繊維状物多)	3kN/m²	未実施	2kN/m²	未実施
φ	52°(繊維状物少)51°(繊維状物多)	47°	未実施	43°	未実施
キャスポル試験(現場一面せん断試験実施地点)	Ir(インパクト値)	5.4(繊維状物少)3.6(繊維状物多、締固め不十分)	4.6	6.7	4.5	2～10(高さ6.5mの山)
地盤相関式で算定したc,φ	26kN/m²(繊維状少)36kN/m²(繊維状多)	33kN/m²	48kN/m²	33kN/m²	15～72kN/m²
19°(繊維状物少)20°(繊維状物多)	20°	22°	20°	17～25°
FWD(重錠落下)試験	地盤弾性係数E(MN/m²)	未実施	1.1～1.7MN/m²(繊維状物多)3.3～4.7MN/m²(繊維状物少)	未実施	未実施	未実施
地盤反力係数K30(MN/m²)	未実施	3.1～5.1MN/m²(繊維状物多)11.0～16.4MN/m²(繊維状物少)	未実施	未実施	未実施
引張試験(室内)(L=1mの引張箱による試験)	未実施	未実施	未実施	未実施	未実施
### 3.4 斜面安定解析結果と斜面安定評価法について

都市固形ごみ（MSW）の堆積層の斜面安定計算は、各国の研究者により、多くの場合土質工学で用いられる断面方向の2次元の極限平衡法（円弧すべり解析等）によって、斜面安定性を評価するための研究が行われている。しかし、本研究で実施した載荷実験では従来のせん断抵抗に摩擦力と粘着力をみた円弧すべり解析では廃棄物層の急勾配での斜面安定を説明できないことがわかった。

不法投棄等現場の斜面安定性をより適切に評価するためには、本研究でも明らかになった廃棄物層特有の引張抵抗を考慮する必要があり、以下に引張抵抗を考慮した解析・評価法を紹介する。

## （１）円弧すべり解析（分割法）による斜面安定解析法

円弧すべり解析は、図3.4.1に示すように円弧の崩壊面を想定して斜面を鉛直方向にスライスして計算していく分割法により一般に行われる。解析法には、図3.4.1右図で、分割片の底面（崩壊面）での力のつり合いから条件式を作るフェレニウス法、鉛直方向の力のつり合いから条件式を作るビショップ法、水平方向の力のつり合いから条件式を作る

図 3.4.1 分割法による斜面のスライスと分割片に働く力

ヤンブ法、など種々の解析法が存在する。廃棄物層では、水平方向を主として引張抵抗が働くことから、図3.4.1右図の分割片の両側面に働く水平力H1、H2の差による影響がある。水平方向の力のつり合いを考える場合は、未知数が多くなり解析困難になるか解析誤差が大きくなる。このため廃棄物層では、H1、H2に関係なく鉛直方向の力のつり合いをとるビショップ法が適する。以下に、ビショップ法をもとに引張抵抗を考慮したときの条件式を示す。

安全率(Fs)を、「すべり面に沿って斜面が極限平衡状態になるように、せん断強度定数を低減させる係数」と定義して、安全率を考慮したせん断抵抗力を表すと、

$$ (1/\mathrm{F s})\mathrm{T}=\mu\mathrm{~T~} $$

ここに、μ：安全率 Fs の逆数

$$ T: 分割片底面 ( 崩壊面 )\ のせん断抵抗力 (kN/m) $$

ビショップ法により、分割片で鉛直方向の力のつり合いをとると、

$$ \mathbf{N}\cdot\cos\theta+\mu\mathbf{T}\cdot\sin\theta=\mathbf{G}+\mathbf{V}1-\mathbf{V}2 $$

ここで、簡略して、 $ V_{1}=V_{2}=0 $ とおくと、

$$ \mathrm{N}=(\mathrm{G}-\mu\mathrm{T}\cdot\sin\theta)/\cos\theta $$

$$ \begin{aligned}\cdot\cdot\cdot\cdot\cdot\cdot\cdot\cdot\cdot(1) 式 \end{aligned} $$

ここに、N：分割片底面（崩壊面）に働く垂直力(kN/m)

G : 分割片の重量(kN/m)

$$ V1,V2: 分割片 \mathcal{O} 的両側面に働 < 鉛直力 (kN/m) $$

θ：分割片底面の中点と円弧中心 O を結ぶ直線と鉛直線のなす角（＝分割片底面勾配）(°) 崩壊面に働くせん断抵抗(T)は、引張抵抗を考慮すると、

$$ \begin{array}{c}\mathrm{T}=\underline{c\cdot l}+\underline{\mathrm{N}\cdot\tan\phi}+\underline{\tau\left(\mathrm{Z}\right)\cdot l}\ $ 粘着抵抗 )\quad( 摩擦抵抗 )\quad( 引張抵抗 )\end{array} $$

ここに、c：一面せん断試験等で求められるクーロン公式による粘着力(kN/m²)

φ：一面せん断試験等で求められるクーロン公式によるせん断抵抗角（＝内部摩擦角）(°)

$ \tau(\mathbf{Z}) $ ：分割片底面に働く引張抵抗力 $ (\mathrm{kN}/\mathrm{m}^{2}) $

1：分割片底面の長さ(m)

(1)式を(2)式に代入して、(3)式が得られる。