Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
図-4.1 移流分散解析モデル

解析ケースは、以下に示すパラメータに対し、総当たり計算を実施した。本報告では、降雨量に着目し、最大-平均-最小雨量を用いて、地盤の透水係数を砂質土とし、分配係数に弱収着としたケース間の比較を示す。

表-4.2 感度解析実施ケース

感度解析項目	パラメータの変動
降雨量	①最大	②最小	③平均
透水係数	①粘性土	②砂質土	③礫
分配係数	①非収着	②弱収着	③強収着

#### 4.1.3 石炭灰利用地盤における溶出成分の浸透流解析

次に、韓国国立環境科学院との共通試験で行った試験結果を用いて、韓国石炭灰利用地盤を想定した浸透流解析を実施した。解析に用いた溶出試験結果を表-4.3～表-4.5に示す。3種類の石炭灰に対し、溶出試験時間ごとの濃度を整理した。

表-4.3 溶出試験結果(石炭灰B-F)

累積溶出時間(day)	As	Ca	Cr	K	Mg	Na	Ba	Sb	Se	V
1	0.023	89.21	0.094	0.109	0.052	0.001	0.129	0.001	0.001	0.153
2	0.023	59.544	0.03	0.019	0.064	4.995	0.262	0.001	0.029	0.225
4	0.006	50.37	0.022	0.018	0.361	1.258	0.219	0.002	0.025	0.254
8	0.021	64.08	0.001	0.014	5.424	1.072	0.431	0.013	0.027	0.084
16	0.038	58.789	0.001	0.001	18.4	0.629	0.594	0.008	0.025	0.101
32	0.048	46.314	0.001	0.001	16.529	0.434	0.575	0.011	0.015	0.101

表-4.4 溶出試験結果(石炭灰D-F)

累積溶出時間(day)	As	Ca	Cr	K	Mg	Na	Ba	Sb	Se	V
1	0.023	0.0029	0.025	2.98	0.001	3.915	0.064	0.214	0.001	0.001
2	0.023	547.364	0.001	2.868	0.001	3.584	0.411	0.122	0.001	0.001
4	0.023	191.49	0.001	6.01	0.001	8.178	0.425	0.03	0.001	0.009
8	0.012	48.38	0.011	2.896	0.221	4.538	0.088	0.005	0.001	0.17
16	0.019	137.259	0.016	1.631	3.319	2.665	0.342	0.022	0.005	0.12
32	0.011	322.264	0.001	1.168	4.814	1.81	0.572	0.038	0.005	0.04
表-4.5 溶出試験結果(石炭灰N-F)

累積溶出時間 (day)	As	Ca	Cr	K	Mg	Na	Ba	Sb	Se	V
1	0.023	143.7	0.05	0.612	0.001	24.599	0.277	0.001	0.001	0.041
2	0.023	106.164	0.042	0.063	0.009	1.951	0.447	0.001	0.001	0.081
4	0.023	75.43	0.037	0.03	0.066	0.606	0.308	0.001	0.001	0.159
8	0.034	56.93	0.033	0.034	6.215	0.598	0.285	0.001	0.001	0.121
16	0.057	44.399	0.031	0.001	30.92	0.506	0.318	0.002	0.008	0.144
32	0.051	41.384	0.01	0.037	36.449	0.498	0.346	0.006	0.004	0.126

解析においては、以下に示す溶出速度式を用いて、領域内へ汚染物質を供給する仕組みがとられている。ここで、溶出速度 J は次式で表すことができる。

$$ J=K t^{a} $$

ここに、Jは溶出速度(mg/kg/s)、 $ K(\mathrm{mg/kg/s}^{0.5}) $ と $ a(-) $ は溶出パラメータ、tは時間である。試験によって得られたデータからは、溶出パラメータK、aを決定することができる。なお、aは-1～0の範囲で求められるが、安全側で解析を行うために、-0.5を採用する。

韓国国立環境科学院により実施された試験データから同定した溶出パラメータ K を表-4.6 に示す。Ca の溶出パラメータ K が非常に大きいことがわかる。また、表-4.7 に解析に用いる対象物質の溶解度を示す。これらの値は、溶出試験結果の最大値を暫定的に溶解度と考えて設定した。

表-4.6 三種類の石炭灰の溶出パラメータ K の同定結果

B-F	D-F	N-F
As	9.20E-06	4.60E-06	1.38E-05
Ca	4.08E-02	3.75E-01	7.27E-02
Cr	2.66E-05	7.09E-06	2.87E-05

表-4.7 解析に用いる対象物質の暫定的な溶解度

B-F	D-F	N-F
As	0.048	0.023	0.057
Ca	89.21	547.364	143.7
Cr	0.094	0.025	0.05

次に図-4.2に、解析モデル概要図を示す。原位置の状況は石炭灰が100m²、厚さ1.0mに埋立されていることのみが把握されている。また、石炭灰の透水係数は透水試験が実施されており、表-4.8に示す値が収集されたが、それ以外の情報は確認できなかったため、土壌層等の透水性およびその他の物性値は暫定的に入力した。

地下水流動および移流分散に用いる境界条件は、図-4.3に示すように、原位置で収集された降雨量を入力し、300m下流側において水位固定条件を与え、定常的な流れ場を算定した。地表面部は降雨に曝されることを考慮して、いずれの対象物質についても、濃度0.0mg/Lを固定条件として与えた。また、濃度の評価ポイントを下流側50mに設定した。解析期間は100年とした。
図-4.2 解析モデルの概要

表-4.8 解析に用いた地盤定数

Hydraulic conductivity (m/s)	Porosity (-)	Density (kg/m^{3})	Dispersion length L/T(m)	Partition coefficient (ml/g)
soil	1.00E-06	0.2	1,800	3.0/0.3	0.0
Coal_Ash	3.70E-08	0.1	1,765	0.1/0.01	0.0
cover soil	1.00E-05	0.2	1,800	0.05/0.005	0.0
top surface	1.00E-05	0.2	1,800	0.05/0.005	0.0

L：縦方向分散長、T：横方向分散長

図-4.3 境界条件図

### 4.3 結果

#### 4.3.1 ハイエトグラフ

表-4.3 に各都市における年平均降雨量の統計データを示す。統計データから以下のような傾向がまとめられる。

◆ 年平均雨量最大都市：広州（中国）

◆ 年平均雨量最小都市：银川（中国）

◆ 17 都市の年平均雨量：940mm、年平均雨量に最も近い都市：成都（中国）

◆ （参考）東京の年平均雨量：1530mm（1876～2011年）
表-4.3 各都市における降雨量統計データのまとめ $ ^{1)} $

中国	韓国	台湾
都市名	年平均(mm)	都市名	年平均(mm)	都市名	年平均(mm)
北京市(Beijing)	643	ソウル(Seoul)	1,505	台北(Taipei)	1,051
天津市(Tianjin)	608	大田(Daejeon)	1,512	屏東県 $ ^{*} $ (Pingtung)	685 $ ^{*} $
滄州市(Cangzhou)	655	大邱(Daegu)	1,154
石家荘市(Shijiazhuang)	552	光州(Gwangju)	1,499
德州市(Dezhou)	626	釜山(Busan)	1,601
济南市(Jinan)	804
銀川市(Yinchuan)	236
西安市(Xian)	642	全17都市の年平均雨量÷940mm
成都市(Chengdu)	977
広州市(Guangzhou)	1861

#### 4.3.2 透水係数

表-4.9 に各国における地盤の透水係数を示す $ ^{1)} $ 。中国3都市、韓国1都市で透水係数に関するデータが得られた。それらを地盤の種類によって分類し、粘性土については17点、砂については3点の透水係数データを収集した。

収集されたデータは十分な数とは言い難いため、わが国において一般的に解釈されている透水係数の範囲を図-4.4に示した。これらを比較から、各地盤材料の透水係数の値（範囲）に対する各国とわが国の解釈（感覚）は共通であると推測される。

表-4.9 抽出された透水係数（単位：m/s）

粘性土	砂質土	礫質土
北京 (Beijing)	3.877E-06	取得データなし
德州 (Dezhou)	5.787E-06
7.986E-06
櫟城 (Luacheng)	4.977E-06
8.449E-06
8.218E-06
2.315E-07
3.472E-08
1.852E-07
3.877E-06
3.322E-06
2.697E-06
ソウル (Seoul)	3.028E-06	7.856E-05
9.444E-07	1.890E-05
1.000E-06	4.750E-06
2.310E-06
2.470E-06
図-4.4 我が国における土質材料の透水係数例 $ ^{2)} $

#### 4.3.3 移流分散解析结果

図-4.4 に、例として、降雨量に着目して整理を行った移流分散解析結果を示す。また、着目位置における濃度変化を、図-4.5 に示す。このように、降雨量、透水係数、分配係数についてアジア各都市の気候条件や地盤条件を入力することにより、各条件での移流分散解析を実施し、着目位置における濃度変化を予測評価することを可能とした。

図-4.5 降雨量に着目した移流分散解析結果

図-4.6 着目位置における濃度変化
#### 4.3.4 石炭灰利用地盤の浸透流解析結果

図-4.7 に 100 年後における各物質の濃度分布を示す。地下水流動場は物質に依らないため、濃度の拡がりの差は、溶出パラメータのみが関係している。溶出速度に影響するパラメータは K であることから下図の差は K の大きさによる差と言える。また、図-4.8 に評価ポイントにおける濃度変化とその特徴を示すことができた。

図-4.7 100年後の濃度分布（石炭灰種：B-F）
濃度変化図	傾向
10	B-F	ヒ素の濃度は100年間では検出限界以下である。つまり、観測されない。ヒ素の検出限界はCrよりも大きいことが要因と考えられる。
0.1	0	0.01
0	As
10,000	B-F	Ca濃度は検出限界の1000倍以上に達する。また、検出限界到達時間はD-FとB-Fで5年程度の差が生じている
100	5y
0	0	D-F: K=3.75E-01
b)	Ca
100	B-F	B-FのCr濃度は65年後に検出限界を超過する。検出限界到達時間は、B-FとD-Fでは25年程度の差が生じている。
10	25y
0.1	0	B-F: K=2.66E-05
c)	Cr

図-4.8 評価ポイントにおける濃度変化

## 引用文献

1) 地層科学研究所 (2012) 東アジア各国の移流分散パラメータ調査報告書 (環境研究総合推進費補助金研究事業 受託業務)

2）地盤工学会（1991）根切り工事と地下水
5. 乾湿サイクル法等の環境暴露試験法の開発～乾湿繰返し履歴を受けた石炭灰混合材料の耐久性評価～

福岡大学 藤川拓朗、佐藤研一

### 5.1 目的

東日本大震災による原子力発電所の停止に伴い、発電電力に占める火力発電等の割合が増加しており、副次的に生成される石炭灰の発生量もまた増加している。我が国において石炭灰は、資源有効利用促進法 $ ^{1)} $ により指定副産物として定められ、有効利用が義務付けられている。なかでも土木分野においては、以前から電力会社、大学や建設会社を中心に石炭灰混合材料 $ ^{2)} $ の開発が進められているものの、公共工事等で定常的に活用されるまでには至っていないのが現状である。これは石炭灰混合材料をはじめ、リサイクル材料の有効利用に関する歴史が比較的浅く、材料の品質、耐久性や安全性を長期に亘って保障する仕組みや試験法を体系化できていない点にある。そのため、石炭灰混合材料の品質の保証をはじめ、耐久性や安全性を担保していくためにも、長期的なモニタリングの実施やデータの蓄積が必要不可欠である。同時に、乾湿線返し試験等の促進劣化試験を用い、極めて短期間の室内試験から長期耐久性を予測できるような評価手法の確立も重要な課題である。

またその一方で、石炭灰混合材料の更なる有効利用を促進するためには、適用用途の拡幅も重要な課題であり、種々の劣化環境下における石炭灰混合材料の耐久性を把握しておくことも重要である。特に近年では、酸性硫酸塩地盤が全国的に分布している $ ^{3)} $ ことが明らかとなってきており、酸性土壤の存在が無視できない問題となっている。硫酸塩地盤とは、土中に含まれている黄鉄鉱（パイライト，FeS $ _{2} $ ）と空気が接触し、硫酸イオンが生成され、結果として土の酸性化が進行するものであり、なかにはpH3の“極強酸性土”となることもある。さらには、エトリンガイトの硫酸塩膨張によるひび割れや物理的劣化による被害が注視されていることを鑑み、地盤内に打設された石炭灰混合材料の耐硫酸性について把握することも、今後の重要な検討課題と考えられる。さらにここ最近では、中国より飛来するPM2.5（微小粒子状物質）に含まれる硫酸塩等が雨に取り込まれ、より強い酸性雨が降ることも指摘されており、地盤に与える酸性雨の影響も無視出来なくなってきている状況にある。そして、これらの環境問題は、日本のみならず東アジア共通の課題であり、各国・地域それぞれの気候や地盤特性を考慮した耐久性評価手法を確立していくことが出来れば、各国の課題解決へ貢献できるものと考えられる。

以上の背景を鑑み、本研究では以下の3つを研究の主眼としてまとめている。

i 種々の環境劣化作用を考慮した石炭灰混合材料の力学・溶出特性の把握

ii 地盤内暴露および大気暴露環境下における石炭灰混合材料の力学・溶出特性の把握

iii 乾湿繰返し試験を用いた石炭灰混合材料の長期耐久性評価手法の検討

i では、乾湿繰返し試験に用いる溶媒に着目し、溶媒に酸性雨や硫酸塩溶媒を用いることで種々の環境劣化因子を再現し、これらの劣化因子が石炭灰混合材料の力学・溶出特性に及ぼす影響についてまとめている。ii では、実地盤中や大気中の暴露環境下に曝された石炭灰混合材料の長期的なモニタリングデータの取得と耐久性についてまとめている。iii では、乾湿繰返し試験により得られた結果と暴露試験により得られた結果の相互関係に着目し、そこから劣化の予測手法について検討を行っている。なお、図-5.1 には本研究のフローチャートを示している。
図一5.1 本研究のフローチャート

図一5.2 粒径加積曲線

### 5.2 種々の環境劣化作用を考慮した石炭灰混合材料の力学・溶出特性の把握

#### 5.2.1 実験に用いた試料

実験には、カオリン粘土及び2種類の石炭灰(JIS灰およびフライアッシュⅡ種)を用い、固化材には高炉セメントB種を使用した。本研究では、これらに所定量の水を加え混練したものを石炭灰混合材料と定義している。図-5.2に粒径加積曲線、表-5.1にカオリン粘土及び石炭灰の物理特性値、表-5.2に石炭灰の化学組成を示す。カオリン粘土は、土質材料のバラツキによる実験誤差を軽減させるため市販のカオリン粘土（SPH）を用い、主材として利用した。
表一5.1 試料の物理特性

試料	カオリン粘土	石炭灰A(JIS)	石炭灰B(原粉)
土粒子密度(g/cm³)	2.731	2.375	2.222
含水比(%)	0	0	0
液性限界(%)	51.7	N.P.	N.P.
塑性限界(%)	34.3	N.P.	N.P.
砂分(2mm-75μm)	0	0.3	21.3
シルト分(75μm-5μm)	35.4	65.3	69
粘土分(5μm)	64.6	34.4	9.8
Ig-loss(%)	3.1	5.8	6.6

表一5.2 石炭灰の化学組成

化学组成	石炭灰A (JIS)	石炭灰B (原粉)
SiO2(%)	58.8	59.5
CaO(%)	5.0	0.7
Al2O3(%)	25.9	24
FeO(%)	2.3	1.7
MgO(%)	0.9	0.3
Na2O(%)	0.2	0.1
K2O(%)	2.3	2.6

#### 5.2.2 供試体作製方法と乾湿繰返し試験の実験条件

供試体の作製においてカオリン粘土の含水比は、石炭灰Bの液性限界の3.5倍（ $ w=181.0\% $ ）に調整し、セメント(C)と石炭灰(Ash)をカオリン粘土の湿潤質量に対し外割り配合で添加している。また、供試体の目標強度を養生28日において、一軸圧縮強度 $ q_{u}=1,000\ kN/m^{2} $ となるように予備試験を経て配合を設定した。供試体の打設は、これらの材料を所定量混ぜ合わせ、ホバートミキサーにて5分間の攪拌を行った後、スラリー化した試料を直径5cm、高さ10cmのモールドに安定処理土の締固めを行わない供試体作製方法 $ ^{4)} $ に準じて行った。養生は脱型した供試体をラップで包み20℃一定の恒温室にて気中養生で行っている。

表-5.3 に設定した実験条件を示す。本研究では、乾湿線返し試験に使用する溶媒に着目し、通常使用される蒸留水、酸性雨を考慮し pH4 に調整した模擬酸性雨、硫酸塩地盤 $ ^{3)} $ による影響を想定し、硫酸塩濃度1%及び5%に設定した4種類の溶媒を使用した。溶媒の詳細については5.2.3節に示す。

表一5.3 乾湿繰返し試験に用いた実験条件

セメント添加率(%)	灰種	石炭灰添加率(%)	養生日数(日)	目標強度 $ q_{u} $ (kN/m²)	溶媒
Case1	7	石炭灰B	100	28	1000	蒸留水
Case2	模擬酸性雨
Case3	硫酸塩1%
Case4	硫酸塩5%

#### 5.2.3 乾湿繰返し試験方法

乾湿線返し履歴の与え方は、Wetting and Drying of Solid Wastes(ASTM D-4843) $ ^{5)} $ に準拠して行った。乾湿線返し試験は、表-5.4に示す実験条件のとおり、最長で15サイクル実施した。今回、酸性雨及び硫酸塩地盤を模擬する為、溶媒を蒸留水、1N HClで酸性雨を模擬した溶媒、硫酸ナトリウムを重量濃度で1%及び5%に設定した4種類の溶媒を使用した。硫酸塩溶媒については、近年、硫酸塩による被害（e5.エトリンガイトの硫酸塩膨張によるひび割れや物理的劣化）が注視されている $ ^{6)} $ ことを鑑み、1%及び5%の硫酸塩溶液を溶媒に用いている。各サイクル終了時には、タンク内のろ液について分析を行っている。ろ液は、供試体の質量に対して、液固比5になるように毎サイクル水の入れ替えを行う。また奇数
サイクルの湿潤過程終了後には一軸圧縮試験を行い、試験後の破砕片を供試体の表面部分と中心部分からサンプリング（図-5.3）し、環境省告示第46号法試験と19号法試験（含有量試験）を行った。乾湿繰返し試験の開始から強度試験および溶出試験までの一連のフローを図-5.4に示す。

なお、各サイクル終了時の供試体の状態については表-5.5に示す目視による健全度評価 $ ^{7} $ を用いて劣化の進行を把握した。なお、乾湿線返しに伴い供試体に剥離が生じたものについては、ジェットセメントを用いて端面補正（キャッピング処理）を行った後、一軸圧縮試験を行っている。

表一5.4 ASTMに基づいた乾湿履歴の与え方

試験条件	乾燥過程	湿潤過程
炉乾燥(60±3℃)	蒸留水に浸水
試験時間	24h	1h冷却+23h
サイクル	乾燥→冷却→湿潤を15サイクル

図一5.3 供試体のサンプリング イメージ

図一5.4 乾湿繰返し試験の一連のフロー
表一5.5 目視による健全度評価 $ ^{7)} $

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、局部クラック発生	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%程度）
F	供試体全体的に崩壊、崩落、供試体としての形は存在
G	供試体全体が崩壊し、片々は塊状
H	供試体全体が崩壊し、片々は細粒化～泥状化
ここで、細粒化とは粒径2mm程度に細分化された状況を指す。

#### 5.2.4 乾湿繰返し試験結果及び考察

## (1) 健全度評価

図一5.5に各サイクル毎の健全度評価を示し、図一5.6に一軸圧縮強度比（各サイクルの $ q_{u}/0 $ サイクルの $ q_{u} $ ）とサイクル数の関係を示す。結果において、0サイクルにおける一軸圧縮強さに各実験条件でばらつきが見られたため、0サイクルの一軸圧縮強さで正規化したものを強度比（各サイクルの $ q_{u}/0 $ サイクルの $ q_{u} $ ）として整理を行っている。図中のアルファベットは表-5.5に示す健全度ランクを意味しており、Case1（蒸留水）及びCase2（酸性雨）においては、サイクルの経過にともない供試体中にクラックが発生し健全度ランクが低下するものの、15サイクルを通して崩壊まで至ることはなかった。一方で、Case3（硫酸塩1%）及びCase4（硫酸塩5%）の硫酸塩溶媒に着目すると、硫酸塩濃度の増加に伴い劣化が進行し、Case4においては供試体の表面剥離が著しく、5サイクル以降は一軸圧縮試験を実施することが出来なかった。このことから、硫酸塩の存在は石炭灰混合材料の耐久性に影響を与える因子であると考えられる。また、いずれの条件も概ね7サイクルにおいて強度の最大値が得られている

図一5.5 各条件における石炭灰混合材料の健全度評価結果
ことを鑑み、この領域の前後を強度増加域と強度低下域とし、以降の考察を行っていく。7 サイクル付近でピークを得る理由については、乾燥過程における高温養生による安全処理効果の促進 $ ^{8)} $ と水浸過程による水和の促進による強度増加と乾湿線返しに伴う劣化速度のバランスが起因しているものと捉えている。

## (2) 種々の環境劣化が石炭灰混合材料の力学特性へ与える影響

図-5.7 にサイクル数と伸縮率の関係を示す。ここで伸縮率とは、供試体の鉛直方向における長さ変化を表しており圧縮を正としている。Case1 は一定値を示し、Case2 は、圧縮傾向を示している。一方、Case3 においては、強度低下域において膨張傾向が見られた。この膨張については、硫酸塩溶媒を用いたことによるエトリンガイトの析出によるものであると考えられる。一般的に、硬化後のエトリンガイトの生成は膨張を引き起こすことが分かっており、過度のエトリンガイトの析出は強度低下を引き起こす原因になる $ ^{9,10} $ ことが知られている。実際に Case4 において激しい表面剥離がみられたことから、供試体が大きく膨張して劣化に至ったと考えられる。このような硫酸塩溶媒による石炭灰混合材料の膨張メカニズムは、28 日養生させた石炭灰混合材料を硫酸塩溶媒に浸漬させたことにより、モノサルフェート水和物(AFm)からエトリンガイト(AFt)への再転化が起こったものと考えられる（式-5.1）。実際に、図-5.8 に示す5 線回折結果においても、各サイクルにおいて AFt が同定されるこからも、再転化の影響と推察できる。

$$ C_{3}A\cdot CaSO_{4}\cdot12H_{2}O+2CaSO_{4}+20H_{2}O\xrightarrow{\quad}C_{3}A\cdot3CaSO_{4}\cdot32H_{2}O $$

次に、図-5.9 にサイクル数と質量変化率の関係を示す。各条件ごとに2本のグラフを示しており、塗りつぶしは湿润過程後の、白抜きは乾燥過程後の質量変化をそれぞれ結んだものである。いずれの条件も湿润過程において差は見られないが、Case2 及び Case3 は Case1 と比べて乾燥と湿润における質量変化の差、すなわち水の出入りによるポーラス化の進行が大きく、またその傾向は Case3 において顕著である。このことは、図-5.10 に示すサイクル数と Ca 含有量の関係からも分かるように、いずれの条件においてもサイクル数の増加に伴い、Ca 含有量は低下する傾向にあり、特に劣化の進行の著しい Case3 及び Case4 の条件において Ca 含有率の低下も著しくなることを裏付けている。

図一5.6 サイクル数と強度比の関係

図一5.7 サイクル数と伸縮率の関係
図一5.8 各サイクルにおける X 線回折図

図一5.9 サイクル数と質量変化率の関係

図一5.10 サイクル数と Ca 含有率の関係

以上の結果から、乾湿履歴を受けた石炭灰混合材料の劣化メカニズムは、サイクル経過に伴う乾燥収縮や体積膨張、質量変化に伴うポーラス化や崩壊（スレーキング）であり、これらの劣化因子は Ca の溶脱を助長することが判明した。なお、石炭灰混合材料の実施工を考慮すると、硫酸塩地盤においては、施工後に膨張に伴う強度低下や表面剥離の可能性があるため、周辺地盤と完全に被覆するなどの対策が必要である。
## (3) 種々の環境劣化が石炭灰混合材料の溶出特性へ与える影響

本研究で分析対象とした重金属類は、六価クロム、フッ素及びホウ素である。六価クロムは、いずれの条件においても定量下限値以下であり、フッ素は、供試体の表面および中心ともに、土壌環境基準値以下かつホウ素とよく似た溶出挙動を呈していたため、ホウ素についてのみ考察することとする。

図-5.11 及び図-5.12 は、サイクル数と環告 46 号法試験に供した溶出液の最終 pH の関係を表したものであり、いずれも奇数サイクル終了時に実施した一軸圧縮試験後の試験片を用いている。供試体の表面部分および中心部分に関係なく模擬酸性雨を用いた条件は強度低下域である 10 サイクル以降で pH の低下が見られている。これは図-5.6 に示す一軸圧縮試験結果において酸性雨溶媒の強度低下が著しいことからも分かるように、劣化の進行が内部まで進行しており、石炭灰混合材料中のアルカリ成分が溶け出していることを意味している。図-5.13 は、湿潤過程終了後のタンクのろ液の pH とサイクル数の関係を示したものであり、ろ液の pH は、供試体内部の pH と比べて全体的に低く、用いる溶媒によって pH が異なる状況にある様子が伺える。

図一5.11 溶出液の最終 pH とサイクル数（表面部）

図一5.12 溶出液の最終pHとサイクル数（中心部）

図一5.13 ろ液のpHとサイクル数
図一5.14 木ウ素溶出濃度とサイクル数（表面部）

図一5.15 木ウ素溶出濃度とサイクル数（中心部）

図一5.16 ろ液の累積溶出量とサイクル数（ホウ素）

図-5.14 及び図-5.15 は、供試体表面部分と中心部分のホウ素溶出濃度をサイクルの経過ごとに示したものである。中心部分においては、条件によって多少のばらつきこそ見られるものの、表面部分と比べて全体的に溶出濃度が高いことから、劣化の進行が表面から起こっているものと推察できる。また表面部分においては、いずれの条件においてもサイクル数の増加に伴い溶出濃度は低下する傾向にあることが分かる。これは、図-5.16 に示すタンクのろ液の累積溶出量(mg/kg)とサイクル数の関係からも分かるように、1 サイクル終了ごとに溶媒を新しく入れ替えているため、常に供試体との間で濃度勾配が生じ成分の溶出が起こっている。そのため、累積溶出量が増加する一方で、供試体中の溶出濃度は低下する傾向にある。今回の一連の検討から、乾湿線返しに伴う劣化の進行は、石炭灰混合材料の溶出特性に少なからず影響を及ぼすものの、そこから土壌環境基準を超過するような過度の溶出が起こる可能性は低いと考えられる。
##### 5.2.5. まとめ

1) 健全度評価による見た目からの判断では供試体内の劣化の判断は困難であるが物理的観点から着目することで Case2 の模擬酸性雨溶媒では Case1 の蒸留水溶媒よりわずかにだが、劣化促進を引き起こすことが考えられる。

2) Case3、Case4 の硫酸塩溶媒では Case1 の蒸留水溶媒に比べ、劣化が大きいことが考えられる。また、硫酸塩濃度が高いほど石炭灰混合材料の劣化を進行させることが考えられる。

3）模擬酸性雨を用いた条件は、強度低下域である10サイクル以降でpHの低下がみられ、供試体内部まで劣化が進行していることがわかった。

4）供試体の中心部分は、表面部分と比べて全体的に溶出濃度が高いことから、劣化の進行が表面から起こっていることが推察された。

5) 今回検討した条件において、乾湿履歴を受けた石炭灰混合材料は、環境基準を超過するような過度の溶出が起こる可能性は低いと考えられる。

### 5.3 土壤内暴露および大気暴露環境下における石炭灰混合材料の耐久性の把握

#### 5.3.1 土壤内暴露試驗

## (1) 目的と実験概要

土壌内曝露試験は、石炭灰混合材料が実際の土壌内環境下に打設された際の力学・溶出特性を把握し、劣化の推移を定量的に把握することを目的として行っている。ここで得られたデータは、乾湿線返し試験との相互関係を把握し、劣化の举動を予測するための重要なパラメータとなるため、長期的なモニタリングと信頼性のあるデータの蓄積が必要不可欠である。

土壌内暴露試験用に用いた石炭灰混合材料の配合条件及びモニタリング期間・内容を表−5.6と表−5.7に示し、施工手順の様子と容器内の概略図を写真−5.1及び、図−5.17にそれぞれ示す。石炭灰は、5.2.1に示した2種類を用いた。容器内に浸透した雨水については、容器底部に設置している採石の隙間を通過させ地中に設置した集水用ポリタンクに溜めている。溜まった雨水については定期的に採取し、重金属等の分析を行っている。地盤内から採取した供試体は、一軸圧縮試験を行い、その破片を用いて環告46号試験及び19号試験を行った。Caをはじめ重金属等の測定にはICPプラズマ発光分析装置(ICPS-7000）を用いて定量を行っている。

表一5.6 土壤内暴露試験に供した実験条件

目標強度
$ q_{u}(kN/m^{2}) $	セメント
添加率
(%)	灰種	石炭灰
添加率(%)	養生日数
(日)
1000	5	A	100	28
7	B

表一5.7 土壤内暴露試験期間とモニタリング項目

静置場所	地盤内暴露期間(日)	モニタリング項目
構内敷地	7,14,28,56,91,182,365,547,882,1065	一軸圧縮強度、含水比、質量、寸法、浸出液の濃度、水位、温度
写真－5.1 施工手順の様子

図-5.17 土壤内試験概要図
## (2) 土壤内暴露試験下における石炭灰混合材料の力学特性

モニタリング期間中に得られた一軸圧縮試験結果を図-5.18及び図-5.19に示す。さらに、土壌内暴露試験によって得られた、一軸圧縮強度、伸縮率、含水比、Ca含有量の実験結果を図-5.20に示す。なお、土壌内暴露試験においては石炭灰混合材料の健全度ランク365日の実験期間をとおしてランクAであった（図中に示すアルファベットはいずれも健全度ランクを意味している）。また伸縮率とは、供試体の鉛直方向における長さ変化を割合で表しており、収縮を正、膨張を負としている。Ca含有量については、石炭灰の違いによって配合条件が異なるため、初期のCa含有量に差が生じている。そのため、各サイクル（あるいは各経過日数）におけるCa含有量を初期のCa含有量で正規化したものを示している。

図-5.18 土壤内暴露試験の一軸圧縮試験結果 (石炭灰 A)

図-5.19 土壤内暴露試験の一軸圧縮試験結果 (石炭灰 B)

i）一軸圧縮強度と経過日数（日）の関係

ii）伸縮率と経過日数（日）の関係

iii）含水比と経過日数（日）の関係

経過日数（日）

iv）正規化 Ca’ と経過日数（日）の関係

図- 5.20 地盤內暴露試験結果
地盤内暴露試験においては、埋設初期に僅かな変動こそあるものの、365日経過までにおいて強度の変化が見られておらず、目視による健全度評価においてもひび割れ等の劣化は確認されなかった。また、含水比の結果からも分かるように、土壤内において石炭灰混合材料は、常に湿潤状態にあるため含水比の変動は少なく、供試体の乾燥は生じにくいと考えられる。また、伸縮率とCa含有量においても殆ど変化がみられないことより、現段階においては安定した状態で推移していると考えられる。

#### 5.3.2 大気暴露試験

## (1) 目的と実験概要

大気曝露試験とは、供試体（石炭灰混合材料）を大気中に曝し、その劣化傾向について検討するものである。実際のところ、石炭灰混合材料を用いる上で大気中に直接曝されて利用することは考えにくいものの、斜面保護や法面補強など比較的乾湿線返しを受けて乾燥側にシフトする環境では、劣化に伴う強度低下が問題になることは十分に考えられる。また、乾燥に伴う強度低下を把握しておくことは、品質確保（品質の継続性）の観点からも重要な指標になると考えられる。

写真－5.2に大気曝露試験の様子を示す。石炭灰は、5.2.1に示した2種類を用いた。大気曝露試験では、乾湿線返し試験と同様の方法で作製した供試体を学内の屋上に静置し自然環境に曝している。大気暴露試験用に用いた石炭灰混合材料の配合条件及びモニタリング期間・内容を表－5.8と表－5.9に示す。なお、地盤内暴露試験と同様に、大気曝露試験では、タンクリーチングが実施できないため、Ca溶脱量の把握には、含有量試験を用いて評価を行っている。

写真-5.2 大気曝露の様子

表一5.8 大気暴露試験に供した実験条件

目標強度
$ q_{u}(kN/m^{2}) $	セメント
添加率
(%)	灰種	石炭灰
添加率
(%)	養生日数
(日)
1000	5	A	100	28
7	B

表一5.9 土壤内暴露試験期間とモニタリング項目

静置場所	地盤内暴露期間(日)	モニタリング項目
学内の屋上	7,14,28,56,91,182,365,547,882,1065	一軸圧縮強度、含水比、質量、寸法、浸出液の濃度、温度
## (2) 大気暴露環境下における石炭灰混合材料の力学特性

図-5.21（石炭灰A）および図-5.22（石炭灰B）に供試体の含水比と降水量及び経過日数の関係を示す。なお、大気暴露試験に供した時期が実験条件によって異なるため、それぞれ別に示している。また、曝露環境での供試体の耐久性に影響を与える因子として気象作用等の劣化外力が主であり、ここでは日降水量を含水比と任せて示すこととする。これらの図より分かることは、少量の降雨であれば気候に関わらず、供試体は乾燥状態になることがわかった。しかし、100mm以上の激しい雨が降ると供試体の含水比が高くなっていることから、基本的には乾燥状態になるが、降雨の影響も受けるなど気象に作用されることが判明した。

図-5.21 含水比と降水量及び経過日数（石炭灰A）

図-5.22 含水比と降水量及び経過日数（石炭灰 B）

次に、モニタリング期間中に得られた一軸圧縮試験結果を図-5.23及び図-5.24に示す。さらに、大気暴露試験によって得られた、一軸圧縮強度、伸縮率、含水比、Ca含有量の実験結果を図-5.25に示す。なお、図中に示すアルファベットはいずれも健全度ランクを意味している。地盤内暴露試験においては、先述したように、埋設初期に僅かな変動こそあるものの365日経過までにおいて強度の変化が見られておらず、目視による健全度評価においてもひび割れ等の劣化は確認されなかった。しかしながら、大気暴露試験においては、養生初期の段階で著しい強度増加を呈した後に強度低下が見られ、その後は一定の強度を保って推移している様子が伺える。これは、養生初期に含水比が著しく低下しており、伸縮率も他の条件と比べて全体的に収縮傾向を呈していることから、乾燥収縮の進行による影響と考えられる。その後、降雨等の影響により含水比の増減が見られるものの、365日経過時までにおいては劣化の進行は見られておらず、地盤内暴露と同様に一定の強度で推移していることが判明した。

図-5.23 大気曝露試験の一軸圧縮試験結果 (石炭灰 A)

図-5.24 大気曝露試験の一軸圧縮試験結果 (石炭灰 B)
i）一軸圧縮強度と経過日数（日）の関係

ii）伸縮率と経過日数（日）の関係

iii）含水比と経過日数（日）の関係

iv）正規化 Ca’ と経過日数（日）の関係

図-5.25 大気暴露試験結果

### 5.4 乾湿繰返し試験を用いた石炭灰混合材料の長期耐久性評価手法

セメント改良土は、一度施工を行うと半永久的に地盤中や構造物中に存在することになる。そのため、長期的な耐久性及び安全性については未解明な部分が多いのが現状である。また、セメント混合材料の一種である石炭灰混合材料についても、材料の長期に亘る耐久性は明らかにされていない。5.1で述べたように、石炭灰混合材料の品質の保証をはじめ、耐久性や安全性を担保していくためにも、長期的なモニタリングの実施やデータの蓄積が必要不可欠であると同時に、乾湿線返し試験等の促進劣化試験を用い、極めて短期間の室内試験から長期耐久性を予測できるような評価手法の確立も重要な課題である。そこで本研究では、乾湿線返し試験と地盤内暴露試験の結果からこれらの相互関係を明らかにし、実地盤中における長期的な耐久性を乾湿線返し試験から予測する手法（予測式の提案）の検討を行った。残念ながら、地盤内暴露試験においては、現時点において1年間分のデータしかないため劣化の挙動を捉えるまでのデータを得ることが出来ず、これらの相互関係を明らかにするまでには至らなかった。しかしながら、乾湿線返し試験に関しては、本研究で得られた劣化のメカニズムをもとに、Caの溶脱と強度の関係から、ある程度劣化の様子を再現することが可能であることが判明した。よって本節では、乾湿線返し試験を用いた石炭灰混合材料の劣化予測手法に関して述べる。

#### 5.4.1 乾湿繰返し試験による劣化予測の基本的な考え方

図-5.26に、石炭灰Aを用いて作製（C=5%，養生日数28日）した石炭灰混合材料の一軸圧縮強さとサイクル数の関係を示す。石炭灰混合材料を用いて乾湿線返し試験を行うと、図に示すようにある所でピークを示し、漸次強度低下する様子が伺える。これは、乾湿線返しに伴う強度増加と劣化速度のバランスに起因していると考えられる。強度増加に関しては、石炭灰混合材料自身の養生日数の経過に伴う強度増加と、乾燥過程における高温養生による安定処理効果の促進と水浸過程による水和の促進によるものであり、強度低下に関しては、サイクル経過に伴う乾燥収縮や体積膨張、質量変化に伴うポーラス
図-5.26 乾湿繰返し試験結果の一例（実測値）

化や崩壊（スレーキング）であり、結果的にこれらの劣化因子が Ca の溶脱を助長すると捉えている。言い換えると、Ca の溶脱量を定量的に評価することが出来れば、溶脱量から劣化の度合を強度に換算することが可能となり、強度増加から強度低下までの一連の様子を再現できることになると考えられる。図-5.27には、上述した石炭灰混合材料の劣化挙動をイメージしたものであり、i) = ii) - iii) となる。以降では、これらの詳細について示していく。

i）乾湿繰返しによる劣化挙動

ii）養生と乾燥・水浸による 水和促進 （強度増加因子）

$ q_{u}(Ca) $

iii）Ca 溶脱率を基にした劣化挙動 （強度低下因子）

図- 5.27 劣化予測のイメージ図

#### 5.4.2 乾湿繰返し試験結果の予測式の提案

## 1 ）養生と乾燥・水浸による水和促進過程の再現について

図-5.28は、本実験に使用した石炭灰混合材料の養生日数と一軸圧縮強度の関係を示したものである。石炭灰混合材料をはじめ、セメント改良土は養生28日までに著しく強度発現が起こり、その後91日まで強度は増加し、そこからは緩やかな増加挙動を呈する。もちろん、セメント添加量やセメントの種類（例えばスラグの潜在水硬性が見られる高炉セメント）、あるいはポゾラン反応を起こすようなシリカの存在等により、その後の強度発現は千差万別であることは断わっておかねばならない。今回は、室内試
験から得られた結果だけを用いて数式化したところ、式-5.1が得られた。この式の妥当性については、今後も複数の条件やデータを加えて吟味していく必要があるが、ここでは議論の対象から外すことにする。

$$ q_{u_{td}}=496+604\cdot\log(t_{d}) $$

ここで、 $ t_{d} $ 養生日数、 $ q_{utd} $ ：養生日における一軸圧縮強さ（kN/m²）

## 2 ）強度増加分を考慮した割増係数αの考え方について

乾湿線返し試験に供した石炭灰混合材料は、先述したように乾燥過程による水和の促進（積算温度の考え方 $ ^{11} $ ）を参考）と水浸過程による水和の促進により、通常の強度発現に比べサイクル初期に強度が増加する。本研究ではこの強度増加を割増係数αとして捉え、式-5.1に割り増し係数を乗じることで、式-5.2として表すことが出来る。なお割増係数のイメージを図-5.29に示す。

$$ q_{utd}^{\prime}=\left\{496+604\cdot\log(t_{d})\right\}\cdot\alpha $$

ここで、α:割増係数、 $ q_{utd} $ ：割増係数を乗じて修正した $ t_{d} $ 日経過後の推定強度 $ \left(\mathrm{kN}/\mathrm{m}^{2}\right) $ とする。なお、αに関しては、セメント添加量、石炭灰添加量、W/C、試験方法（例えばASTM）によっても異なってくる重要なパラメータであるため、今後もデータの蓄積と更なる検討が必要である。ただし、今回は、α=1.7と設定して検討を行った。

図- 5.28 一軸圧縮強度と経過日数

図- 5.29 推定式に割増係数を乗じた 一軸圧縮強度と経過日数

## 3 ）強度低下に起因する Ca 溶脱率の考え方について

図-5.30 に石炭灰 A を用いて作製した石炭灰混合材料の乾湿線返しにおけるサイクル数と溶脱率の関係を示す。ここで Ca 溶脱率（Ca(out)）とは、作製した石炭灰混合材料の Ca 含有量を各サイクルの Ca 含有量で除し百分率で表したものを意味している。図-5.30 からも分かるように、Ca(out)の取り方については、i) 直線の初期勾配を採用する方法、ii) の非線形性を直接解く方法、iii) 近似式を用いる方法等が考えられるが、本研究においては硫酸塩溶媒の溶脱に見られる線形性を考慮し一次式による近似で表す手法を採用した（式-5.3）。図から分かるように、同一条件で作製した石炭灰混合材料においても溶媒の影響により Ca(out) の勾配が異なることが見て取れる。図-5.31 は、Ca(out) の勾配（以後、溶脱係数：β）
(a) 硫酸塩 0%

(b) 酸性雨溶媒

図-5.30 各条件における Ca 溶脱率 $ Ca_{(out)} $ とサイクル数の関係

図-5.31 Ca 溶脱率とサイクル数 図-5.32 乾湿繰返しに伴う劣化強度と経過日数の関係

表一5.8 劣化係数と劣化条件の関係

蒸留水	酸性雨	硫酸塩1%	硫酸塩5%
劣化保数( $ \gamma $ )	1	1.4	3.3	5.9

$$ C_{a(o u t)}=\beta\cdot t_{s} $$

$$ \beta=\delta\cdot\left(\frac{\underline{q_{u28}}}{\underline{q_{u7}}}\right)\cdot\frac{W}{C}/10 $$

と硫酸塩濃度の関係を表したものであり、両者には直線的な関係があると考えられる。表-5.8は、蒸留水を用いた基本条件における溶脱係数を1と置いたときに得られる値であり、ここでは劣化係数：γと定義する。なお、今回の検討範囲においては、劣化係数を用いることはないが、今後、環境劣化因子の条件（溶媒の影響）を考慮する上では重要になってくる係数である。また、溶脱係数βは、式-5.4となる。

ここで、 $ q_{u7} $ ：養生7日の一軸圧縮強度、 $ q_{u28} $ ：養生28日の一軸圧縮強度、W/C：水セメント比、Ca：
含有量（mg/kg）、 $ C_{a0} $ ：溶出有量（mg/kg）、 $ t_{d} $ ：養生日数、δ：石炭灰の種類によって決まるパラメータであり、今回の場合、石炭灰Aをδ=1とすると、石炭灰Bはδ=0.15となる。次に、ここで得られた溶脱係数を用いて、溶脱現象を強度低下因子として捉えるための換算式を立てる必要があり、今回の検討結果から式-5.5を得た。図-5.32は、図-5.30(a)で得られた溶脱率の関係を、式-5.5を用いて劣化強度に換算したものである。

$$ q_{u(\mathrm{d e g})}=\left\{(\boldsymbol{\beta}\cdot\boldsymbol{q}_{u28})\cdot\boldsymbol{\xi}\right\}\cdot{t_{d}}^{2} $$

ここで、 $ q_{u(\text{deg})} $ ：劣化による強度低下 $ (\mathrm{kN}/\mathrm{m}^{2}) $ 、 $ q_{u28} $ ：養生28日における一軸圧縮強さ $ (\mathrm{kN}/\mathrm{m}^{2}) $ 、 $ t_{d} $ ：経過日数、 $ \beta $ ：溶脱係数、 $ \zeta $ ：補正係数（ここでは0.003）としている。

## 4 ) 劣化予測の考え方について

1）～3)の結果より、今回、ASTMに準拠した乾湿線返し手法における劣化の予測式をまとめると、式-5.6となる。ここで、1サイクルは乾燥1日、湿潤1日の合計2日を要することを鑑み、 $ t_{s}=2t_{d} $ としている。サイクル数 $ t_{s} $ における一軸圧縮強度は、石炭灰混合材料の乾湿に伴う水和反応の促進により強度は予測式に対してαだけ増加する。しかしながらその一方で、劣化の進行や濃度勾配によるCaの溶脱に伴い強度低下の進行が生じるため、これらを差し引いたものが乾湿線返し試験tサイクルにおける一軸圧縮強度となる。

$$ q_{u_{(ts)}}=q_{u_{(td)}}^{-}q_{u_{(deg)}} $$

上式の考え方をイメージしたものが図-5.33であり、上式を用いて劣化予測を再現した結果が図-5.34である。本研究で提案した予測式を用いることで、乾湿線返し試験より得られる挙動をある程度、再現できていると考えられる。しかしながら、溶脱係数をはじめ、補正係数等については配合条件や石炭灰混合材料に用いる土質材料や石炭灰の影響などの汎用性が考慮されていないため、今後も更なる検討を行い、データの蓄積が必要である。

図-5.33 乾湿繰返しによる劣化予測のイメージ

図-5.34 劣化予測の再現

#### 5.4.3 乾湿繰返し試験を用いた石炭灰混合材料の長期耐久性評価手法の検討

前項では、乾湿繰返し試験における劣化の考え方と予測式を示した。地盤内暴露試験においては、高温養生による水和の促進こそ見られないものの、図-5.20(iii)に示したように、地盤内では乾燥は起こり
図-5.35 地盤内暴露試験による劣化予測のイメージ

にくく、湿潤状態を保持している点や降雨による影響を受け、ある程度の強度増加が見込まれると考えられる。現時点においては、地盤内暴露試験のモニタリングデータが少ないため定量的な評価までは至っていないが、式-5.7に示すように地盤内暴露試験の予測式から乾湿線返し試験による予測式を除し、促進劣化率として捉えることが出来れば、乾湿線返し試験と地盤内暴露試験の相互関係（乾湿1サイクルと地盤内の養生日数の関係等）を明らかにすることが出来ると考えられ、この点については今後の検討すべき重要な課題である。

$$ 促進劣化率 D=\frac{ 地盤内暴露試驗の劣化予測 }{ 乾湿繰返し試驗による劣化予測 }=\frac{q_{u-ground}}{q_{u(ts)}}=\frac{q_{u(ground-td)}'-q_{u(ground-deg)}}{q_{u(td)}'-q_{u(deg)}} $$

#### 5.4.4 まとめ

本研究によって得られた知見を以下に示す。

1）乾湿履歴を受けた石炭灰混合材料は、溶媒の影響によらず劣化の進行とともに強度低下を引き起こす。

2）劣化のメカニズムは溶媒の種類に依存し、酸性雨溶媒では乾燥収縮が、硫酸塩溶媒では膨張による剥離が要因となる。

3) 硫酸塩溶媒に曝した石炭灰混合材料は、他の条件と比べて劣化の進行が著しく、その進行は硫酸塩濃度に依存すると考えられる。

4) 模擬酸性雨を用いた条件は、強度低下域である10サイクル以降でpHの低下がみられ、供試体内部まで劣化が進行していることが判明した。

5) 供試体の中心部分は、表面部分と比べて全体的に溶出濃度が高いことから、劣化の進行が表面から起こっていることが推察された。

6) 同一配合条件においても、乾湿繰返し試験と暴露試験（大気暴露及び地盤内暴露）では石炭灰混合材料の耐久性や劣化の進行が異なることを実験的に明らかにした。

7) 暴露試験に供した石炭灰混合材料は、365日経過時までにおいて劣化の進行は見られず安定した状態で推移することが判明した。今後も継続してデータを蓄積し、乾湿繰返し試験等の室内試験から実地盤中の長期的な耐久性を評価すべく、両者の相互関係について明らかにして行くことは肝要で
ある。

## 参考文献

1) 経済産業省 HP, 資源有効利用促進法, www.meti.go.jp/policy/recycle/main/admin_info/law/02/index02.html

2) 財団法人，石炭灰エネルギーセンター港湾工事における石炭灰混合材料の有効利用ガイドライン，H23.3

3) 例えば、高野安見子・佐野博昭・山田幹雄・田辺和康・田口修：大分県内で確認された化石性硫酸塩土の基本的性状について，土木学会西部支部研究発表会，Ⅲ-057, pp.455-456, 2013.

4) 地盤工学会, 土質試験の方法と解説－第一回改正版－, 「安定処理士の締固めをしない供試体作製」, PP.308-316, 2005

5) Standard Test Method for Wetting and Drying Test of Solid Wastes, Designation: D4843-88, ASTM International, 2009.

6) 羽原俊祐・福田峻也・小山田哲也・藤原忠司：コンクリートの DEF による硫酸塩膨張の生起条件の検討，コンクリート工学年次論文集, Vol.28, No.1, 743-748, 2006.

7) 寺師昌明・田中洋行・光本司・本間定吉・大橋照美：石炭・セメント系安定処理士の基本特性に関する研究（第3報），港湾空港技術研究所報告，第22巻，第1号, pp.69-96, 1983.

8) 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返し耐久性，セメント・コンクリート論文集, No.45, pp.744-749, 1991.

9) 高野・酒巻：セメント系固化材による安定処理土の耐久性，セ技年報 38, pp.528-531, 1984.

10) 重松ら : エトリンガイト形成による土粒子のロッキング効果が土のせん断強度に及ぼす影響, 第47回地盤工学研究発表会, pp.593-594, 2012.

11) 寺本篤史・山崎康太・丸山一平・鈴木雅博：超高強度コンクリートの自己収縮の温度依存性，コンクリート工学年次論文集, Vol.30, No.1, 2008.
# 6. 都市ごみ焼却残渣を主原料とする熱的処理による再資源化技術の開発

大阪工業大学 渡辺 信久

### 6.1 はじめに

都市ごみ焼却残渣は、有害物質を比較的多く含むため細心の注意を払わねばならない循環資材である $ ^{1} $ 。焼却残渣を再資源化する技術のうち、とくに有害有機物質の分解をあわせて行いたい場合には、高温での溶融やセメント化が有効である。しかし、溶融処理では塩分が揮発することが知られている。揮発した塩分は、装置内壁などに付着し、長期的には装置の耐久性に悪影響を及ぼす。従って、塩分を相当量含む焼却残渣は、溶融に不向きであると考えられ、その熱的挙動を室内実験で明らかとすることとした。焼却灰および焼却飛灰を高温下で溶融させ、質量減少と、試料を精製水で洗浄した際の水溶液の電気伝導率で、塩分の挙動を観察した。

また、熱的操作のうちで、基幹産業として焼却灰を受け入れる能力があるものは、セメント製造業である。実際、石炭灰などを受け入れたフライアッシュセメントや、都市ごみ焼却灰を受け入れるエコセメントが存在する。さらに本研究では、焼却灰そのものからセメントクリンカー成分を合成できる可能性について検討を行った。

### 6.2 実験方法

#### 6.2.1 溶融実験

焼却飛灰には、酸性排ガス中和のために噴射された消石灰を含むものと、集じん後、酸性排ガスをスクラバーで中和するため消石灰を含まないものがある。そこで本研究では、ボートに試料(2種類の「石灰噴射あり」のバグフィルター捕集飛灰、1種類の「石灰噴射なし」のバグフィルター捕集飛灰、および、1種類の主灰粉砕物)を対象とした。各灰1gを秤量し、炉心管に挿入し、10分間熱処理を行う。熱処理終了後、デシケータ中で室温まで放冷したのち、秤量する。このボートを50mL容のPP製遠沈管に移し、精製水10mLを加えて、10分間、回転しんとうを行った。この精製水の電気伝導率を計測した。

#### 6.2.2 セメント化実験

実験室内で、クリンカ原料(SiO₂、Al₂O₃、Fe₂O₃、CaO の混合物)からセメントを作成できる(X 線回折でビーライトが観測される)ことを確認してから、焼却主灰(Si, Al, Fe が十分に含まれている)に CaO のみを補う方法でセメント化を試みた。

### 6.3 結果と考察

#### 6.3.1 溶融実験

熱処理温度を上げていくほど、質量が減少していく傾向が見られた(図-6.1(a))。1500℃の熱処理で、質量は初期の50～60%になった。しかし、種類によって、質量減少の様子は異なり、石灰含有量が少ない飛灰では1100～1200℃の区間での質量減少が著しかったが、石灰含有量が比較的多い飛灰(NiF)では、1100～1400℃の区間で一様の傾きを示した。主灰(MaB)は、質量減が少なく、1500℃の熱処理後も、初期の95%の質量がポート上に残留した。