Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
図 5-5 シミュレーション結果（実験装置の温度とガス流れベクトル）

図 5-5 は, 装置の奥行き方向に 5 分割で等分にスライスした一番外側のスライス面 (装置の約 5mm 内部) を正面から見た図である。色は温度分布を表し, 矢印はガス流れベクトルを表す。右側の鉛直部分は, 形質変更等による掘削孔をイメージしたものであるが, こうした変化が与えられ, 内部で分解反応が促進されて熱発生が起これば, 熱対流による強いガス流れが起こる様子が確認できる。シミュレーションの出力結果より実験装置の温度測定ポート位置に相当する場所の温度を抽出し, 実験結果と比較したものが次の図 5-6 である。温度を抽出した位置は, 実験装置の温

20.8	21.6	23.0	19.7
22.5	24.3	28.5	21.8
23.9	32.8	44.5	26.9
28.5	62.9	91.2	35.0
26.8	46.4	66.0	33.0

シミュレーション
17.6	17.9	18.2	19.0
19.0	20.3	20.7	21.3
23.2	29.5	30.3	24.7
30.2	63.1	66.6	29.0
27.7	45.2	49.1	32.1

図 5-6 実験とシミュレーションにおける温度分布と出口流量
度測定ポートの位置に対応する．この計算値は，何度も出力をして熱通過率と熱伝導率のチューニングを行い，実験時と温度分布をできるだけ等しくした最終的な結果である．しかし，この温度分布で実験と計算値の出口流量が合致すれば，熱対流の式の妥当性が認められるといえる．図中に示したとおり，シミュレーションでの出口流量は0.797[L/hour]であり，実験値と近い値となっている．すなわち，シミュレーションにおいても実験時と同じような分布で熱を与えれば，同じ量のガスが流れたことが確認できたということである．よって熱対流によるガス移動を，今回用いた式で表現できたと考えることができる．

### 5.3 流拡散方程式と有機物分解反応の式との連成

前節で示したとおり，埋立層内の状況が変化してガス移動や温度分布に変化が生じた際に生じる熱対流をシミュレーションで表現できることは確かめられた．但し，前記した数値解析は，熱発生を与条件として与えており，ガス拡散が考慮されていない．また実際に温度変化が起こりうるのは，微生物の活動により有機物が分解され，その際に熱が発生するからである．そこで，本節では，移流拡散方程式と有機炭素の分解反応の式を導入することで，熱の発生やガスの生産・消費を表現する．

## 1 ) 移流扩散方程式

酸素の拡散侵入については移流拡散方程式で表すことができる．本研究では多成分ガス拡散を考慮に入れ，マクスウェルステフアンの移流拡散式を用いる．対象とするガス成分は酸素，二酸化炭素，メタン，バランスとしての窒素の4成分である．マクスウェルステフアン拡散及び移流の式は拡散項，移流項と生成項を含むガス成分の収支式であり，下式の通りである．

$$ \theta\frac{\partial}{\partial t}\rho_{_{L}}x_{_{i}}=\nabla\Bigg[\rho_{_{L}}x_{_{i}}\sum_{j=1}^{4}D_{_{ij}}\frac{\theta}{\xi}\nabla x_{_{j}}-\mathbf{u}\rho_{_{L}}x_{_{i}}\Bigg]+R_{_{i}} $$

$ \rho_{L} $ は他の式と同様に気体の密度 $$ kg/m^{3} $$ を表し， $ x_{i} $ は i 成分のモル分率 $$ kg/kg $$ ， $ D_{ij} $ は ij 似成分の分子拡散係数を表す．なおこの式は多孔体に適応させた形であり，拡散係数に $ \theta/\xi $ （ $ \theta $ : 空隙率， $ \xi $ : 屈曲係数）が乗じられている． $ R_{i} $ は i 成分の生成・消費項 $$ kg/m^{3}/s $$ を表す．なお拡散は温度，圧力によっても変化するが，廃棄物埋立地でとりうる圧力範囲ではその影響は非常に小さいと考えられるため，本シミュレーションでは濃度の影響のみ考慮する．

## 2 )有機物分解反応の式

埋立地における基質については，易分解性有機物 S1，有機酸 S2 の二種類のみを考え，その 2 つで後述の収支式を立てた．ここで易分解性有機物とは，酸発酵によって生成した有機酸を除く，最初から存在していた有機炭素とし，両者を炭素量 $$ kg\_C $$ として与えた．なお，基質は拡散等によって移動することはなく，反応によってのみ増減するとした．

有機炭素の分解は4つの反応で構成されるとした. すなわち好気条件下で易分解性有機物S1が二酸化炭素に変化する系(OA)，好気条件下で有機酸S2が二酸化炭素に変化する系(AO)，嫌気条件下で易分解性有機物S1が有機酸S2に変化する酸発酵系(OS)，嫌気条件下で有機酸S2がメタンに変化する系(MT)の4つである．すべての反応はモル比1：1で進行すると仮定し，モデ
ル式を立てた．なお本研究ではメタン酸化については考慮せず，発生したメタンは消費されないとした．これら4つの反応を，それぞれ図5-7，図5-8のとおりとした．

$$ +O_{2}?CO_{2} $$

$$ +O_{2}?CO_{2} $$

図 5-7 好気反応のモデル式

図 5-8 嫌気反応のモデル式

上図において G 物質\_反応系とは，その反応系においてのその物質の増減速度 $$ \left[ \mathrm{kg}/(\mathrm{m}^{3} \cdot \mathrm{s}) \right] $$ を表す．すなわち， $ G_{O_{2}OA} $ は OA 系における $ O_{2} $ の増減速度を表す．本研究では「増減速度」と定義し（+）が生成，（一）が消費を表すとした． $ R_{反応系} $ はその反応系においての最大反応速度定数 $$ \left[ \mathrm{kg}_{\text {物質 }} / (\mathrm{m}^{3} \cdot \mathrm{s}) \right] $$ （温度依存性あり）を示し， $ k_{反応系} $ はその反応系における基質の飽和定数 $$ \left( \mathrm{kg}_{\mathrm{C}} / \mathrm{m}^{3} \right) $$ ， $ k_{O_{2}b} $ は酸素の飽和定数（-）を表す． $ M_{物質} $ はその物質のモル質量 $$ \left[ \mathrm{kg}_{\mathrm{a}} / \mathrm{mol} \right] $$ を， $ M_{c} $ は炭素のモル質量 $$ \left[ \mathrm{kg} / \mathrm{mol} \right] $$ を表す．ratio は全嫌気発酵過程で発生するメタンと二酸化炭素の質量比である． $ x_{O_{2}} $ は酸素のモル分率である． $ S1_{w} $ ， $ S2_{w} $ は基質の単位体積あたりの炭素質量である．本研究では基質はすべて炭素重量で考える．以下に各反応について詳しく述べる．

## a) OA 系（好氢・易分解性有機物分解）

ミカエリスメンテン型で酸素のモル分率と基質 S1 の量に反応速度が依存するとした。本反応は，酸素を用いた有機物の好気性分解であるため，酸素の増減速度 $ G_{O2\_OA} $ は負の値となる。二酸化炭素増減（増加）と基質（S1）増減（減少）はモル比で酸素の消費と同じ速度で進むため， $ G_{CO2\_OA} $ ， $ G_{S1\_OA} $ はモル質量を用いてモルから質量に単位換算をした式とした。
## b) AO 系（好氢・有機酸分解）

OA 系と式の形は全く同じである．基質が有機酸 S₂ となったのみである．

## c) OS 系（嫌気・酸発酵）

酸発酵系では，本来二酸化炭素等の副生成物ができるが，本研究ではS1からS2に炭素分の100％が変化するとし，酸発酵の過程で発生した二酸化炭素についてはMT系において同時に考えることとした．この反応は基質の量に依存する項とともに，酸素による反応阻害の項を加えた．

## d) MT 系（嫌気・メタン発酵）

OS 系と同じく，基質の量に依存する項とともに，酸素による反応阻害の項を加えた．嫌気状態で生成するガスのモル比が，メタン：二酸化炭素＝6：4であるとの報告があることから $ ^{1)} $ から，嫌気発酵 OS 系・MT 系で生ずる二酸化炭素は，メタン発酵で生成したメタンに ratio を乗じ単位換算した量の二酸化炭素が発生することとした．

以上の４つの反応を考え，基質の視点で収支式を立てると以下のようになる.

$$ \frac{dS1}{dt}=\left(G_{S1_{-}OA}+G_{S1_{-}OS}\right)/M_{C}\qquad(5-20) $$

$$ \frac{dS2}{dt}=\left(G_{S2_{-}AO}+G_{S2_{-}OS}+G_{S2_{-}MT}\right)/M_{C} $$

したがって，マクスウェルステファン式の生成消滅項 $ R_{i}[kg/m^{3}/s] $ には以下の式が代入される．

$$ R_{CH4}=G_{CH4\_{M}T}\qquad(5-22) $$

$$ R_{O2}=G_{O2\_{O}A}+G_{O2\_{O}S}\qquad(5-23) $$

$$ R_{CO2}=G_{CO2\_{O}A}+G_{CO2\_{A}O}+G_{CO2\_{M}T} $$

さらに，前節の式(5-3)の連続の式のガス発生項Rにこれらの合計を代入することでダルシー式との連成を実現した.

## 3 ) 分解反応に伴う熱発生

有機物の分解反応に伴う反応熱については田中 $ ^{1)} $ が用いている式を利用した．各反応で発生する発熱速度 Q[J/m $ ^{3} $ /s]は以下のとおりである．

OA 系： $ Q_{OA}=460000J/mol_{O_{2}}\times $ 酸素消费速度 $ [mol/(m^{3}\cdot s)] $

$$ Q_{AO}=440000J/mol_{-O_{2}}\times 酸素消费速度[mol/(m^{3}\cdot s)] $$

$$ \mathrm{OS} 系 :Q_{OS}=36200J/mol_{ - 酢酸 }\times 酢酸生成速度 [mol/(m^{3}\cdot s)] $$

MT 系： $ Q_{MT} = -15900 J/mol_{CH_{4}} \times 3.5 $ タン生成速度 $ [mol/(m^{3} \cdot s)] $

ただし本研究では，酸素増減速度とメタン増減速度は $ [kg/m^{3}/s] $ の次元で表されるため，単位換算のため，モル質量で除した．したがって，上式は以下のように書き直せる．

OA 系： $ Q_{OA} = -460000 J/mol \times G_{O_{2} OA} [kg/(m^{3} \cdot s)] / MO2 [kg/mol] $

AO 系： $ Q_{OA} = -440000 J/mol \times G_{O_{2}AO} [kg/(m^{3} \cdot s)] / MO2 [kg/mol] $

OS 系： $ Q_{OA}=36200\ J/mol\times G_{S2\ OS}\left[kg/(m^{3}\cdot s)\right]/MC\left[kg/mol\right]/2 $

MT 系： $ Q_{OA}=460000 J/mol\times G_{O_{2}OA}[kg/(m^{3}\cdot s)]/MO2[kg/mol] $

なお, OS 系で生成される S2 は炭素が 2 個ある酢酸を想定しているため, 2 で除している (酢酸 1 mol で炭素が 2 mol あるため). シミュレーションでは以上の 4 つの反応の発熱速度 Q の合計値を前節の式（5-4）の熱収支式の Q に代入することで反応による温度変化を表現した.
## 4 ) 反応速度の温度依存性

田中 $ ^{1)} $ は，有機物分解速度の温度依存性について，表5-2に示す5つの区間に分けて補正係数を算出し，反応速度に乗ずる手法をとっている.

表 5-2 反応速度の温度補正係数の式と式中の定数

温度(℃)	f(T)(20℃を1とした時)
～35	a*exp(E1/RT)/b
35～50	2.780992845
50～60	a*exp(E2/R*1/T-1/T50)/b
60～70	5.56435365
70～75	a*exp(E3/R*1/T-1/T70)/b

定数	值
a	1.02314
b	7.74E-10
E1/R	6153.691
E2/R	7460
E3/R	110030
T50	323
T70	343

本研究では, COMSOL における if 関数により, 二段階の変化とした. 図 5-9 に示すとおり表 5-2 の関数を, $ 65^{\circ}C $ を頂点とする二つの直線（赤線）で近似することで温度による熱依存性を表現した. $ 65^{\circ}C $ 未満においては, $ 20^{\circ}C $ の時に $ f(T)=1 $ , $ 60^{\circ}C $ の時に $ f(T)=5.56 $ の二点を通る直線とし, $ 65^{\circ}C $ 以上においては, $ 65^{\circ}C $ の時に $ f(T)=5.56 $ かつ $ 75^{\circ}C $ の時に $ f(T)=0 $ の二点を通る直線とした. したがって, 式は次のようになる.

$$ f(T)=\frac{4.56}{45}\cdot T-28.69\cdots\cdots\cdots\cdots T<338 $$

$$ f\big(T\big)=\frac{-5.56}{10}\cdot T+193.49\cdots\cdots T\geq338 $$

ただし $ \mathrm{f}(\mathrm{T}) \geq 0 $ である.

本研究ではこの補正係数を最大反応速度定数に乗ずることにより，温度依存性を表現した.

図 5-9 補正係数の近似
### 5.4 埋立地の形状シナリオ別の形質変更が及ぼす影響の数値計算

埋立跡地における形質変更が，埋立層内にどのような変化をもたらすのかを表現するために，ガス移動を中心とした数値計算モデルを前節までで構築した．掘削等の形質変更の影響は，埋立層内のガス流れを変化させ，それが有機物の分解を促し（嫌気的な場から好気的な場への変化），その結果，温度分布が変化し，さらにガス移動が変化するという考えに基づき，ガスの移動方程式と収支式，拡散方程式，熱収支式，有機物の分解反応式の4つを連成させることとした．それらの相互関係を図5-10に示す．

本モデルにおいては，各式の出力が他の式で利用される相互関係にある。

このモデルを用いて，形状が異なる埋立地で掘削が行われた場合に埋立層内に引き起こされる変化を計算した．対象としたのは，有機物が分解せずに残存している閉鎖された埋立地であり，鉛直方向の掘削や水平方向の層特性の変化があった場合となかった場合についてどのような変化が起こるのかを計算により確認した．想定した埋立地の形状は2通りとし，攪乱は中心部に鉛直孔が打ち抜かれる場合，および水平にも通気性に変化が与えられる場合である（図5-11）.

## 1 ) ケース 1 : 堀り込み型埋立地

本設定は，掘り込み型（掘り下げ型）の嫌気性の衛生埋立地を想定し，図5-11左上のような形状を設定した．なお，計算はすべて円柱座標系（軸対称）の座標で行う．ゆえに図5-11は断面の半分にあたる．

埋立地の大きさは，高さ20m，半径40mの設定である．廃棄物は混合ごみを想定している．地表面は1mの最終覆土でカバーがされている設定である．境界は地表部分のみ外気と接し，他の境界は貯留構造物や遮水シートによって外部と閉じられているとした．斜面になっている部分の境界条件については一番左下が15℃，一番右上が20℃の部分として温度分布を線形で与えた．この埋立地において，左端（すなわち中心）に鉛直孔が打ち抜かれた場合と何もなされない場合でシミュレーションを行った．計算期間は50年とした．

図 5-12 に 10 年ごとの酸素分布を示す．左側が何の変化も与えられない場合，右側が鉛直掘削が行われる場合である．なお矢印はガス流れベクトルを表す．白が酸素が豊富な部分，黒が酸素

図 5-10 形質変更の影響を検討するために構築したモデルにおける4つの式の連成関係
ケース3. 法面と内部通気層がある埋立地

図 5-11 想定した埋立地の形状と形質変更の形態

がない部分を示す．鉛直掘削の有無によってガス流れの向きは異なっているが，酸素の分布には大きな差はなく，どちらも地表面からの酸素の拡散侵入に依存していることがわかる．特に掘削孔周辺に酸素が供給されている，ということはこの結果から見られない．

図 5-13 に温度分布の変化を示す．前図と同様に左側が何もなされない場合，右側が鉛直掘削がなされる場合である．温度が高い部分は赤色で，低い部分は青色で示した．温度が高いところは酸素の侵入が促され，好気分解が活発に起こっている部分である．鉛直掘削がなされる場合のほうが，若干温度が高い地点が存在している．これは内部で発生したガスが，掘削孔に流れこむことにより，地表面に上方向に抜けるフラックスが減り，地表面からの酸素の侵入がやや大きくなるためと考えられる．

図 5-14 に有機炭素の分布について 10 年ごとの変化を示す．左側が何もなされない場合，右側が掘削がなされる場合である．赤い部分が有機炭素が豊富にある部分で，緑の部分は分解が進み有機炭素が少なくなっている部分である．有機炭素に関しても，掘削の有無によって大きな差は認められない．掘削孔の周辺で分解が活発に起こり，有機炭素の減少が進んでいるということはない．

## 2 ) ケース 2 : 法面を有する積み上げ型埋立地

本設定は,図5-11右上に示すような,外気に触れる法面がある積み上げ型の埋立地を想定した.これは熱対流による外気の引き込みを仮定してこの系を設定したものであり,鉛直掘削が行われると,煙突効果による熱対流の影響が顕著になると考えたためである.ケース1の掘り込み型埋立地と同様に,高さが20m,半径が40mの設定とした.廃棄物も同じく混合ごみを設定している.地表側部分に加え法面部分にも1mの最終覆土がなされているとした.境界条件は地表部分と法面部分が外気と接し,埋立地底部は遮水シートによって外部と閉じられているとした.ただし,
底部については，底部中央と斜面の温度が異なるため，その部分だけは線形となるように温度を設定した.

図 5-15 に酸素濃度分布の 10 年ごとの推移を示す．左側が何もなされない場合で，右側が左側境界（軸対象のため，実際には中央）に鉛直孔が打ち抜かれる場合である．なお矢印はガス流れの向きを表す．掘削の有無に関わらず，酸素は上部と法面部から少しずつ侵入してきている．掘削が行われる場合のほうが埋立地内部への酸素侵入はやや早い．矢印の方向から，掘削がある場合は法面から掘削孔方向に向かう流れができており，より外気を引き込んでいると考えられる．また，掘削孔の中は常に埋立ガスが流れ，酸素分率は低く，掘削孔から周辺に酸素を供給している様子はみられない．

図 5-16 に温度分布の 10 年ごとの変化を示す．左側が掘削がない場合で，右側が掘削がなされる場合である．温度が高いところは好気分解が活発に生じている部分である．掘削がなされる場合のほうが，温度が高いゾーンが多く存在している．これは矢印で示されるような法面から掘削孔に向かう流れが法面より外気を引き込み，好気分解が活発に起きているためであると考えられる．

図 5-17 に有機炭素の 10 年ごとの変化を示す．有機炭素の減少は掘削の有無に関わらず同じ傾向で進行しているが，掘削がなされるほうが有機炭素の減少はやや早いことがわかる．これは前記したとおり，酸素の供給が大きいからであると考えられる．

## 3 ) ケース 3 : 法面に加えて 内部にガス流路がある構造の場合

ケース2では，鉛直掘削がなされることで，ガス流動や温度分布が変化する傾向が認められたが，その効果は法面から掘削孔へと抜ける流れができることにより生じているものであると考えられた．実際の埋立地は，サンドウィッチ埋立であり，内部がは層状に構成されていることが多分に考えられる．すなわち，そのような場では，よりガスが流れやすいガス流路が形成されており，ガス流動，特に法面から掘削孔に抜ける流れに大きな影響を与えているのではないかと考えられる．本ケースでは，こうしたガスの通りやすい層（透気係数の大きい層）の存在を仮定し，図5-11左下に示す構造を設定した．ケース2の形状に加え，中心部に透気係数の大きい層1mを設けている．透気係数の大きい層は法面には直接繋がらず，覆土でカバーされているとした．その他の設定はケース2と同様である．

図 5-18 に酸素分布の 10 年ごとの推移を示す．左側が掘削がない場合で，右側が掘削孔が打ち抜かれる場合である．いずれも，地表面と法面に加え透気係数の高い層を通じても内部に酸素が供給されていることが分る．しかし，掘削がなされる場合はその傾向が顕著に現れ，掘削がない場合に比べて酸素が内部に行き渡るのが著しく早い．

図 5-19 に温度分布の 10 年ごとの結果を示す．掘削孔がある場合では，酸素が十分に供給され，微生物活動の限界である 75℃ にまで温度が上昇し，掘削孔にも高い温度のガスが流れている．掘削孔がある場合とない場合での温度差は著しい．

図 5-20 に有機炭素の分布の 10 年ごとの結果を示す．左側が掘削孔がない場合で，右側が掘削がある場合である．掘削孔がある場合のほうが全体的に分解の進みが早い．特に透気係数の高い層付近で頭著である．またその層より下の部分でも分解の促進効果が見られる．
図 5-12 ケース 1 での酸素分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-13 ケース 1 での温度分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-14 ケース 1 での有機炭素分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-15 ケース 2 での酸素分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-16 ケース 2 での温度分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-17 ケース 2 での有機炭素分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-18 ケース 3 での酸素分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-19 ケース 3 での温度分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
図 5-20 ケース 3 での有機炭素分布の変化（左：掘削なし，右：掘削あり）
### 5.5 まとめ

本章では，埋立が完了した後に鉛直掘削などの攪乱が起こされた場合に，層内にどのような変化が引き起こされるかを3種の埋立構造を対象として検討した．今回は埋立地の中央部に鉛直掘削が行われる場合を対象としたが，その影響は埋立構造によって大きく異なった．堀込み型の埋立地に置いては，中央部に掘削孔が打ち抜かれても層内のガス流動，温度分布，有機物の分解に大きな変化は見られなかった．一方，積み上げ型で法面を有する埋立地では，掘削前は全層にわたって嫌気性雰囲気（酸素分圧0%）であったものが，鉛直掘削を行うことによりガス流動が変化し，鉛直掘削の無い場合と比較して内部への酸素侵入がより早く進行していることが確認できた．特に，水平方向に透気性の高い層が存在した場合では，酸素侵入による好気化とそれによる有機物の好気性分解の進行で産生した熱が熱対流を引き起こし，掘削した鉛直孔と相まって煙突効果となり，外部から空気を引き込む効果が顕著に現れた．

本検討の重要な成果は，前述した有害有機化学物質や重金属予測を組み込んだ埋立シミュレータにおいて，埋立完了後に埋立層に与えられる攪乱が層内雰囲気に及ぼす影響を具体的に示し，シナリオ設定における具体的な根拠を明確にしたことにある．最終的に埋立シミュレータにこれらのシナリオ設定を取り込む段階には至らなかったものの，今後の開発・検討に重要な情報を与えうるものであるといえる．本検討から，埋立シミュレータにおけるより現実的な長期シナリオ設定が可能となった．
1)田中信壽:基盤研究(C)(2)研究成果報告書「数値埋立処分工学の開発-計算プロトタイプの構築-」，平成15年3月.

2) KALLEL Amjad: Basic study on passive aeration for sanitary landfill to enhance stabilization in the aftercare-phase, 北海道大学博士論文, 2004.

3) 山口直久：ごみ埋立地から発生するメタンガス，炭酸ガスフラックスの発生分布特性に関する研究，北海道大学平成6年度修士論文，2004.

4)田中信寿，神山圭一：廃棄物埋立処分地におけるガス及びガス成分の移動について-廃棄物層・土壌層を流れるガスの移動方程式とその応用-，廃棄物学会誌，vol.2，No.1，pp46-58，1991.

5) R. STEGMANN, K.-U. HEYER, K. HUPE: Release of landfills from aftercare, http://www.srcosmos.gr/srcosmos/showpub.aspx?aa=14274

6) 新工法紹介，機関誌編集委員会，建設の施工企画’ 09.2，p92，http://jcma.heteml.jp/bunken-search/wp-content/uploads/2009/02/091.pdf

7)田中信壽：リサイクル・適正処分のための廃棄物工学の基礎知識，p156-178，技報堂出版

8) 花嶋正孝ら：廃棄物最終処分場指針解說，全国都市清掃会議

9)石川英之：種々のごみ埋立地から発生するメタンガス，炭酸ガス発生量比較に関する研究，北海道大学平成7年度修士論文

10)高畑恒志：埋立処分地内におけるガス移動現象のモデル化に関する研究，北海道大学昭和59年度修士論文

11) 朝倉宏：覆土と廃棄物層の透水性が埋立廃棄物の安定化に与える影響，wastegr2-er.eng.hokudai.ac.jp/umetate/siryo/.../2-2-2_asakura.pdf

12)石森洋行，遠藤和人，山田正人：鉛直ガス抜き管と水平ガス回収層のガス回収効果の違い，第21回廃棄物資源循環学会研究発表会講演論文集2010，p459-460

13)田中信寿，高畑恒志，神山圭一：廃棄物埋立処分場における大気中酸素の廃棄物層への侵入深さとフラックスについて，衛生工学研究論文集第22巻1986

14)西田耕之介，日名清也，大迫政浩，西田義親，石川義紀：廃棄物埋立後におけるガス抜きモデルに関する研究，環境技術 vol.20 No.7 1991

15)尾形裕，鈴木慎也，平田修，立藤綾子，松藤康司：廃棄物埋立層内への空気流入に及ぼす浸出水集排水管の影響，第22回廃棄物資源循環学会研究発表会論文集2011p443～444

16)吉田英樹：埋立地ガスと温度-埋め立てが終了した処分場での調査事例を通して，廃棄物資源循環学会誌，vol.20, No.6 pp283-286, 2009

17) 柳瀬龍二，松藤康史，境道啓，田代武夫，中富重雄：準好気性埋立地における空気の流れに関する考察，第21回廃棄物資源循環学会研究発表会講演論文集2010, p539-540
18)吉田英樹,田中信寿,穂積準:廃棄物埋め立て層内における自然対流伝熱に関する理論的研究,廃棄物学会論文誌vol.6,No.6,pp245-251,1995

19) Hee-Jong Kima, Hideki Yoshida, Toshihiko Matsuto: Air and landfill gas movement through passive gas vents installed in closed landfills, Waste Management Volume 30, Issue 3, March 2010, Pages 465–472
第6章 構造が異なる埋立地での埋立ガス成分及び温度の現場モニタリング

分担研究者 吉田 英樹（室蘭工業大学）

### 6.1 研究目的と成果

本研究課題では、廃止後の最終処分場の安全・安心を保障するために、最終処分場の埋立完了とその後の跡地管理の期間に埋立廃棄物が辿る反応過程を数値計算モデルによって表現することを最終目標としている。特に、廃棄物中のPOPsを中心とした有害化学物質及び重金属類に焦点をあて、埋立完了後の暫定・恒久的跡地利用や廃止に向けて、適切なリスク管理を行う上で必要となる有害物質の長期的挙動シミュレーターを開発することに焦点をあてている。

シミュレーターの開発にあたって、これまで当該研究者らが提案してきたモデルを基礎とし、固体マトリクス（有機物・無機物）の土壌化過程（腐植化）を組み込み、さらに有害物質の相関分配、吸着、生分解を含めて高度化することが必要であるが、このような反応プロセスを考慮する上で、廃棄物層内のガス相の組成は重要な因子となっている。

そこで、本節では、構造が異なる埋立地での廃棄物層内のガス相の組成に着目した。埋立中の準好気性構造を持つ陸上廃棄物処分場、そして埋立が完了した海面廃棄物処分場でのガス抜き管近傍のガス成分及び温度の現場観測を行い、酸素及びメタン濃度の分布から好気性・嫌気性エリアの把握を行った。

その結果以下のような成果を得た。

埋立が進行している準好気性廃棄物処分場で、ガス抜き管内の内部温度および内部ガス組成の測定を行い、集排水管の管径の大きなところでは、好気性微生物反応が活発に生じて、炭酸ガス濃度が高いことと、温度上昇が50℃を超えるほど顕著であることがわかった。一方で、管径の小さい集排水管周辺では、メタン濃度が炭酸ガス濃度より高く、嫌気性微生物反応が支配的になっているところがあることが確認できた。このことから、埋立中の準好気性廃棄物処分場では、好気性が主体であるが、局所的に嫌気性になっているところがあることがわかった。一方、埋立が完了を迎えた海面廃棄物処分場において内部温度および内部ガス組成の測定を行い、焼却灰主体の埋立でも高濃度のメタンガスの発生を伴う強い嫌気性条件になることがわかった。このことから、準好気性構造を持たない場合、埋立終了から10年程度までは廃棄物層内部への空気の侵入はほとんどなく、長期間嫌気性条件にさらされると予想された。

これらの成果のもとに、今後は埋立完了後の廃棄物層内の温度及び埋立ガス成分の推定を行うことが可能になり、最終目標である有害物質の長期的挙動シミュレーターを開発において重要となる、廃棄物層内の反応雰囲気（好気性・嫌気性）及び温度環境についての情報を与えることが可能になった。
6.2 準好気性構造を持つ廃棄物処分場の現場モニタリング

#### 6.2.1 調査対象処分場

旭川市芳野最終処分場

平面図：図6-1に示した。

埋立期間:15年間(2003年7月~2018年3月)予定

埋立:一般廃棄物(家庭系不燃物,家庭系粗大物,焼却残さ,事業系一般廃棄物など)

埋立容量:184 万 $ m^{3} $

埋立面積:13.2 万 m²

埋立構造：準好気性埋立構造

埋立方法: サンドイッチ・セルエ法

平成15年3月に完成し、同年7月に運用を開始した北海道旭川市の廃棄物最終処分場。ガス抜き管と地中に埋設された浸出水排水管からなる準好気性埋立構造を採用しており、処分場中央を通る浸出水排水管の上部には図6-2のような地表まで続く碎石層が形成されている。この碎石層により埋立層の通気性、排水性の向上が見込まれている。碎石層の位置と写真を図6-3に示す。

図 6-1 旭川市芳野最終処分場概略図
図 6-2 碎石層構造

図 6-3 砕石層位置(赤○で囲んだ範囲)と写真
#### 6.2.2 温度・ガス調査方法

芳野最終処分場では、ガス抜き管において、内部温度測定・ガス成分測定を行った。

ガス抜き管内部の埋立ガスのガス成分(%)の分布は、ガス測定器 GA2000 を用い,ガス抜き管中の酸素 $ (\mathrm{O}_{2})\cdot\mathrm{X} $ タン $ (\mathrm{CH}_{4}) $ ,二酸化炭素 $ (\mathrm{CO}_{2})\cdot $ 窒素 $ (\mathrm{N}_{2}) $ の4項目について深さ方向へ1m間隔で各管の水面付近までの測定を行った。

ガス管内部の埋立ガスの温度(℃)は、熱電対式の測定器を用いて,地表面から深さ方向へ1m間隔でガス抜き管内部の温度を測定を行い、また、管口部を測定する場合にはデジタル温度計を用いて測定を行った。

測定頻度は1~2ヶ月に1回程度である。

ガス抜き管温度測定機器の写真を図6-4に、ガス測定機器の写真を図6-5にそれぞれ示した。

図 6-4 温度测定器

図 6-5 ガス測定機器
#### 6.2.3 調査結果

#### 6.2.3 -1 出口ガス成分

各出口ガス成分測定結果は、図6-6、6-7、によって示す。(ガス成分の数値と温度については付録にて掲載)

図 6-6 に示した 2011 年 10 月の測定結果では幹線上部にある 91 のガス抜き管ではメタンガス濃度が 9.5%、炭酸ガス濃度が 12.7% となっていた。同じく幹線上にある 92 のガス抜き管では、92 の管はメタンガス濃度が 10.1%、炭酸ガス濃度が 11.1% となっておりどちらもメタンガスよりも炭酸ガスのほうが検出量が高い状態となっていた。枝管上にある 191 のガス抜き管ではメタンガス濃度が 4.9%、炭酸ガス濃度が 4.8% となっていた。同じく枝管上にある 196 のガス抜き管ではメタンガス濃度が 16.9%、炭酸ガス濃度が 14.7% となっていた。また、186 のガス抜き管ではメタンガス濃度が 7.5%、炭酸ガス濃度が 7.1% であり、225 のガス抜き管ではメタンガス濃度、炭酸ガス濃度ともに 10.4% であった。同じく枝管上にある 188 のガス抜き管はメタンガス濃度が 7.0%、炭酸ガス濃度が 7.8% であり 炭酸ガス濃度の方がメタンガス濃度を上回っていたが枝管上では 186、191、196、225 のガス抜き管のようにメタンガス濃度と炭酸ガス濃度が同じくらい検出されているか、メタンガス濃度の方が高くなっていることのほうが多くあった。

図6-7によって示した2012年1月の測定結果では幹線上にある91のガス抜き管ではメタンガス濃度が6.9%、炭酸ガス濃度が12.1%であり、同じく幹線上にある92のガス抜き管ではメタンガス濃度が5.4%、炭酸ガス濃度が8.7%で炭酸ガス濃度がメタンガス濃度を大きく上回っていた。枝管上では191のガス抜き管はメタンガス濃度が13.8%、炭酸ガス濃度が13.0%、196のガス抜き管がメタンガス濃度が14.2%、炭酸ガス濃度が19.9%、186のガス抜き管ではメタンガス濃度が14.2%、炭酸ガス濃度が13.7%、225のガス抜き管ではメタンガス濃度が3.6%、炭酸ガス濃度が3.7%となっており、メタンガス濃度が炭酸ガス濃度を上回っているところが多くあった。

このように、幹線上ではなく、枝管の上にあるガス抜き管の出口ガス成分は、メタンガス濃度が高いものが多い。あるいは、まったくメタンガスが検出されずに酸素と窒素の割合が8:2で空気組成を示しているものもある。これはメイ管に比べて空気の流通量が少ないこと、または廃棄物そのものが分解反応をしていないものと考えられる。一方、幹線上のガス抜き管では炭酸ガス濃度がメタン濃度よりもやや上回っているところが多い。その理由として好気性反応により生じる熱で上方への自然対流が生じ、さらに空気の導入を促進するという良い循環があると思われる。一方、枝管の上部のガス抜き管では十分な空気の流入がなく、その結果熱も発生しないために管内が嫌気状態になるという悪い循環となっていると推測される。

またガス成分をメタン炭酸ガス比で表すことにより、有機物分解の好気率を推測することができる。この値が大きいほど好気性反応が活発となっている。また、処分場内にある有機物をグルコス、嫌気性反応で出るメタンガスと炭酸ガスの比率を3:2と仮定すると好気性反応、嫌気性反応の化学反応式は下のようになる。

好気性反応の化学反応式 嫌気性反応の化学反応式

$$ C_{6}H_{12}O_{6}(S)+6O_{2}\rightarrow6CO_{2}+6H_{2}O\quad C_{6}H_{12}O_{6}(S)\rightarrow3CO_{2}+3CH_{4} $$

それによりメタン炭酸ガス比は下記の式となる。
$$ \frac{CO2}{CH4}=\frac{6\times\frac{ 好氙率 (\%)}{100}+2.4\times\frac{100- 好氙率 (\%)}{100}}{3.6\times\frac{100- 好氙率 (\%)}{100}} $$

またこの式を使ってメタン炭酸ガス比が0.8、1.0、1.2のときの好気率を計算すると、メタン炭酸ガス比が0.8のときの好気率は7%となり、メタン炭酸ガス比が1.0のときの好気率は17%となり、メタン炭酸ガス比が1.2のときの好気率は24%と変化する。

図 6-8 にガス抜き管 91、92、191 の 2010 年から 2012 年までの測定日ごとに円グラフでガス成分をまとめた図を示した、また、図 6-9 から図 6-11 にそれぞれのガス抜き管のガス成分の推移、図 6-12 に 2010 年から 2012 年までの温度の推移を示した。91 の管では、季節ごとにガスの発生量に変化はあるものの、2 年間でガスの発生量は変化は微小ではあるが減少傾向にあったこと、メタン炭酸ガス比を見ると上昇傾向にあること、温度の推移を見ると低下傾向にあることから 2010 年時と比較すると好気性反応が活発になっているが反応自体が小さくなっていると考えられる。また、92 のガス抜き管は 2010 年度、2011 年度ともに冬の測定結果と夏の測定結果でのガスの発生量に大きな変動があったが、これは外気温の差が関係していると考えられる。また、191 のガス抜き管では、メタン炭酸ガス比が 1.0 を超えることがないこと、出口温度も 2010 年 8 月をも除くと低い値で推移していたことから嫌気性反応が活発な状態であることを示していた。

図 6-13 によって示した 91、92、186、191、196 の管でのメタン炭酸ガス比の夏と冬での推移の図では冬の方が好気性反応が活発になることを示していた。また、2011 年度に測定したガス抜き管全体での夏のメタン炭酸ガス比の平均は 1.15 となっており、冬のメタン炭酸ガス比の平均が 1.34 となっていたことからも冬の方が好気性反応が活発であるということを示していた。その理由として、夏と冬では冬の方が内部と気温の差が大きく、浮力による対流により空気が侵入しやすくなっていることから、好気性反応が活発に起きたと考えられる。

また、図6-14に示した出口温度とメタン炭酸ガス比の相関では相関係数がガス抜き管の91では0.0051、92では0.0212、191では0.0603と相関が取れなかった。この原因としては外気温や、降水、外気圧によりガスの発生が変わってしまうため相関が取れなかったものと推測される。

図 6-15 に示したとおり 研究室と旭川市の測定データをガス抜き管 91 と 92 について近い日付同士で比較すると旭川市が 2011 年 9 月に測定、研究室で 2011 年 10 月に測定したデータを除くと 2 年間で最大の差がメタンガス濃度では 6.4%、炭酸ガス濃度では 5.5% で推移をしていたため研究室の測定データは信頼できるものと考えられる。また、旭川市が 9 月に測定した結果と研究室で 2011 年 10 月に測定した結果では 91 のガス抜き管でメタンガス濃度が 15.2%、炭酸ガス濃度が 16.1% の差があった。また、92 のガス抜き管ではメタンガス濃度が 17.4%、炭酸ガス濃度が 14.9% の差があった。これらの大きな差が生まれた原因としては二つの測定日間には 1 ヶ月以上の差があることが影響したからであると考えられる。
図 6-6 2011 年 10 月 27 日出口ガス測定結果

図6-7 2011年1月7日出口ガス測定結果
2010/1/5	2010/1/29	2010/8/19	2010/12/9
91	温度	45.0	温度	43.6	温度	31.0	温度	46.2
CH4	11.6	CH4	9.7	CH4	14.8	CH4	9.7
CO2	11.5	CO2	9.3	CO2	17.5	CO2	15.1
O2	15.6	O2	14.2	O2	6.1	O2	11.2
BAL	61.1	BAL	60.7	BAL	61.6	BAL	64.0
92	温度	16.1	温度	44.8	温度	38.8	温度	21.2
CH4	6.0	CH4	16.2	CH4	24.6	CH4	3.7
CO2	6.3	CO2	18.9	CO2	23.8	CO2	4.5
O2	18.2	O2	7.0	O2	4.0	O2	18.3
BAL	69.3	BAL	57.2	BAL	47.6	BAL	73.7
191	温度	温度	温度	32.4	温度	14.6
CH4	CH4	CH4	17.7	CH4	8.5
CO2	CO2	CO2	12.2	CO2	8.5
O2	O2	O2	13.2	O2	16.0
BAL	BAL	BAL	56.9	BAL	67.0
2011/1/6	2011/1/21	2011/10/26	2012/1/7
91	温度	56.2	温度	53.6	温度	32.0	温度	42.2
CH4	10.4	CH4	4.6	CH4	9.5	CH4	6.9
CO2	14.4	CO2	7.4	CO2	12.7	CO2	12.1
O2	12.1	O2	15.3	O2	13.0	O2	11.6
BAL	63.1	BAL	72.6	BAL	64.7	BAL	69.4
92	温度	温度	45.1	温度	11.6	温度	19.7
CH4	0.3	CH4	12.9	CH4	10.1	CH4	5.4
CO2	1.6	CO2	19.0	CO2	11.1	CO2	8.7
O2	20.7	O2	8.7	O2	14.7	O2	13.5
BAL	77.2	BAL	59.3	BAL	64.0	BAL	72.4
191	温度	4.9	温度	温度	8.5	温度	10.3
CH4	7.4	CH4	CH4	4.9	CH4	13.0
CO2	7.4	CO2	CO2	4.8	CO2	13.0
O2	17.2	O2	O2	17.9	O2	13.8
BAL	67.9	BAL	BAL	72.2	BAL	60.1

図 6-8 2010 年から 2012 年までのガス抜き管出口の測定結果

図 6-9 ガス抜き管 91 のガス成分の推移

図 6-10 ガス抜き管 92 のガス成分の推移
図 6-11 ガス抜き管 191 のガス成分の推移

図 6-12 ガス抜き管出口温度の推移

図 6-13 夏と冬でのメタン炭酸ガス比の推移
図 6-14 ガス抜き管出口温度とメタン炭酸ガス比の相関

2010/1/29	2010/2/17(旭川市测定)
91(a-2地点)	温度	43.6	温度	51.6
CH4	9.7	CH4	12.0
CO2	9.3	CO2	14.0
O2	14.2	O2	11.0
BAL	60.7	BAL	62.0
92(b地点)	温度	44.8	温度	45.2
CH4	16.2	CH4	11.0
CO2	18.9	CO2	16.0
O2	7.0	O2	8.6
BAL	57.2	BAL	63.0
2010/8/19	2010/9/8(旭川市测定)
91(a-2地点)	温度	31.0	温度	42.2
CH4	14.8	CH4	18.0
CO2	17.5	CO2	23.0
O2	6.1	O2	3.2
BAL	61.6	BAL	55.0
92(b地点)	温度	38.8	温度	43.0
CH4	24.6	CH4	31.0
23.8	29.0
O2	4.0	O2	1.4
BAL	47.6	BAL	38.0
2011/1/21	2011/2(旭川市测定)
91(a-2地点)	温度	53.6	温度	9.0
CH4	4.6	CH4	13.0
CO2	7.4	CO2	11.0
O2	15.3	O2	67.0
BAL	72.6	BAL	67.0
92(b地点)	温度	45.1	温度	12.5
CH4	12.9	CH4	17.0
CO2	19.0	CO2	7.5
O2	8.7	O2	63.0
BAL	59.3	BAL	63.0
2011/9/21(旭川市测定)	2011/10/26
91(a-2地点)	温度	35.5	温度	32.0
CH4	24.7	CH4	9.5
CO2	28.8	CO2	12.7
O2	1.6	O2	13.0
BAL	44.9	BAL	64.7
92(b地点)	温度	32.7	温度	11.6
CH4	27.5	CH4	10.1
CO2	26.0	CO2	11.1
O2	4.2	O2	14.7
BAL	42.3	BAL	64.0

図 6-15 測定データと旭川市測定データの比較
#### 6.2.3 -2 深さ方向のガス成分と温度分布

各深さ方向の埋立ガスの測定結果は、2011年10月の測定結果は図6-16~21で示す。

91 のガス抜き管は、メタンガスが深さによって 20% 程度出ているところや、炭酸ガスは 30% 程度出ているところもあり好気性反応が活発であることを示していた。しかし、深くなるにつれ酸素の割合が低くなっていた。このことからガス抜き管の出口付近では空気の入れ替えが活発に起こっているが深くなるにつれて空気の入れ替えが起こりにくくなっていることを示していた。

92 のガス抜き管はガス抜き管の出口から底部までメタン炭酸ガス比が 1.5 程度で推移していること、酸素が検出されていることからガス抜き管全体で好気性反応が見られると推測できる。

93 のガス抜き管は、深くなるにつれて温度も上昇していること、メタン炭酸ガス比も出口から底部まで1.3程度で推移していることや、深くなるに連れてやや上昇していることからガス抜き管全体として好気性反応が活発であると考えられる。

94 のガス抜き管は内部温度が $ 30^{\circ}C $ 程度で推移していた。また、ガスの発生量は少ないもの、メタン炭酸ガス比は部分的に 3.0 を越えるところもあり、好気性反応が卓越した状態ではないが好気性反応が部分的に起こっていると考えられる。

96 のガス抜き管は内部温度が最高で $ 40^{\circ}C $ 程度を示していることや、メタン炭酸ガス比も高い値で推移していることから反応自体は少ないが嫌気性反応に比べて好気性反応が占める割合が大きいと考えられる。

186 のガス抜き管はガス抜き管の出口から底部まで反応は活発に起こっているがメタン炭酸ガス比も最高でも 1.0 程度、温度も最高でも 13℃程度しか示しておらず大部分で嫌気性反応をしていると考えられる。

188 のガス抜き管はメタン炭酸ガス比は出口の部分で 1.3 と比較的高い値を示していたが内部温度が最高でも 15℃程度しか示してなく、ガスの検出量も大きい値を示していないことから、反応が促進されていないことや、反応自体が起こらないような状況であると考えられる。

また 191 のガス抜き管はメタンガス濃度が 30% を超えるところも見られること、メタン炭酸ガス比もガス抜き管全体で 0.8 程度と低い値で推移していること、内部温度も最高でも $ 15^{\circ} $ C 程度で低い値を示していたことから大部分で嫌気性反応が起こっていると考えられる。

192 のガス抜き管はメタン炭酸ガスは出口から底部まで2.0程度で推移しているが、内部温度が最高でも15℃程度しか示してないことから、反応自体が起こりにくい状況であると考えられる。

196 のガス抜き管は、4m 付近までは大部分で嫌気性反応しており 5m より深いところでは部分的に好気性反応が起こっていると考えられる。

225 のガス抜き管はメタン炭酸ガス比は 1.0 以下で推移しており、温度も大きな上昇は見られないことから大部分で嫌気性反応していると考えられる。

このように、準好気性構造でも廃棄物層内部の一部は嫌気性状態にあり、内部でメタンガスが生成されて、それらが大気中に放出されていると思われる。準好気性構造の主たる空気流動経路であるガス抜き管を通じて廃棄物層内部に空気を導入する効果が十分でなく、結果としてガス抜き管のごく近傍のみで好気性反応が起こり、その以外の周囲で発生するメタンガス量が多いためにこのような埋立ガス組成になっているものと予想される。全体として見た場合には、強い好気性反応を示している場所は一部であり、準好気性構造の性能を十分に発揮し機能出来ていないと考えられる。
図 6-16 2011 年 10 月 27 日 91 深さ方向埋立ガス測定結果

図 6-17 2011 年 10 月 27 日 92 深さ方向埋立ガス測定結果

図 6-18 2011 年 10 月 27 日 94 深さ方向埋立ガス測定結果
図 6-19 2011 年 10 月 27 日 191 深さ方向埋立ガス測定結果

図 6-20 2011 年 10 月 27 日 196 深さ方向埋立ガス測定結果

#### 6.2.4 まとめ

(1)幹線上部にある91や92のガス抜き管ではメタン炭酸ガス比が高い値を維持していることから準好気性構造がうまく機能していることがわかった。

(2)夏と冬でメタン炭酸ガス比を比較することで内部温度と気温とで差の大きい冬の方が対流による空気の入れ替えが起こりやすく好気的な反応が促進されることがわかった。

(3)メタンが多く発生している枝管上部のガス抜き管は、十分な好気性反応が起こっておらず、機械的な通気によって好気性条件を整えるような措置が必要と考えられる。
### 6.3 海面処分場の現場モニタリング

#### 6.3.1 調査概要

調査対象は、大阪湾内に位置する海面廃棄物最終処分場(以下、処分場)である。埋め立て期間は平成2年1月から14年3月の12年間で埋立面積28ha、埋立容量470万m³、主な廃棄物は一般廃棄物焼却灰、污泥焼却灰、陸上残土、浚渙土砂などである。海面処分場では、内水位が海面水位とほぼ同じに管理され、廃棄物層の大半が水没しているため、表層からの空気の侵入が限られ、嫌気性分解反応により、埋立ガス発生や汚濁水の発生が長期間継続すると言われている。この処分場では、2001年に海水面位置に相当する深さに集水暗渠を埋め立て後に設置し、処分場内にたまった保有水を集水暗渠から内水ポットへと排水し、安定化促進を図っている。集水暗渠には一定区間ごとにマホールが設置され、各ライ(ライI～Ⅲ)には観測孔が設置されている。観測孔はガス抜き管として、廃棄物層内への空気の流入と廃棄物層内で発生した埋立ガスを大気中へ排出する機能を有している。マホールと観測孔の模式図を図6-21に示す。また、処分場内には管口に蓋のついた観測孔(08G1~4や、H18-1など)も設置されており、埋立ガス発生のポテンシャルを観測することができる。

図 6-21 マンホール、観測孔および集水暗渠模式図

#### 6.3.2 廃棄物処分場の廃止基準

埋立地内部が周辺地中温度に比べ、異常な高温になっていないこと(埋立地内部温度と周辺地中温度が20℃未満)と定められている。ここで、周辺地中の温度は実地で測定するほかに、既存の測定値を活用しても良いと定められている。対象処分場において地中温度を測定していないことから、対象処分場がある地域の2000年から2010年までの年平均気温17.1℃に、異常な高温でない状態を示す20℃を加えた37.1℃を廃止基準として設定した。埋立地からのガスの発生がほとんど認められない、またはガスの発生量の増加が2年以上にわたり認められないことと定められている。しかし、具体的な値は定められていないため、本研究では、メタン空気混合物の大気圧・20℃における爆発・発火下限1は約5%であることから、廃止基準としてメタン濃度5%未満を設定した。
#### 6.3.3 調査結果

#### 6.3.3 -1 内部水位観測結果

マホールと観測孔の内部水位の結果を図6-22に示した。内部水位は海水面の観測基準面(DL)を0mとして示している。集水暗渠の管底は平均干潮位(L.W.L)+0.5mに設置されている。調査結果から、内部水位はDL+0.5~1.9m(2010/11時点)と集水暗渠は水没している状態であり、集水暗渠から廃棄物層内部への空気の侵入あるいは廃棄物層内で発生した埋立ガスの排出が妨げられている状態である。

また、集水暗渠が設置されていない区域の内部水位が高いため嫌気性状態になり、後述するように観測孔内のメタンガス濃度が高くなっていると思われる。安定化促進の面から見て、これらの集水暗渠内の排水能力を高める必要があると思われる。

図6-23に中の管と降水量の関係を時系列で示した。このグラフから、水位は降雨の影響を強く受けており、上昇傾向にあることがわかる。図中の0m地点から約0.5mの位置に集水暗渠が設置されていることから、2003年から長期間にわたって水没状態が続いていることになる。

水位が低下せず集水暗渠が水没してガス抜き管として機能していない理由として、排水処理施設の処理能力が十分でないため(特に窒素分について)、汚濁度の高い保有水を集水暗渠から内水ポバドへ導入する水量が大幅に制限されていることによることがわかっており、改善の必要がある。

図 6-22 処分場鳥瞰図および

観測基準面からの水位(測定日2010年11月18日)

図 6-23 中 2、7、12 管の水位変動と降雨量
#### 6.3.3 -2 埋立ガス観測結果

観測孔出口でのガス成分測定結果を図6-24(2010年9月測定)示にした。観測したガス成分はメタン、二酸化炭素、酸素、窒素である。先述の通り、二酸化炭素が検出されないのは、埋め立てられた焼却灰のアカリ成分が二酸化炭素を吸収しているからと考えられている。

マホールは測定した19管全管で空気組成となっていた。これは集水暗渠が水没しており、ガス抜き管として機能していないためと考えられる。

図 6-24 管出口のガス成分測定結果 (2010 年 9 月測定)

開口部に蓋がある観測孔(08G~4、H18-1)は、メタン濃度が約5%~60%を占め、残りは窒素であった。メタンは空気中に割合で5%以上を占めると爆発する可能性があるため、跡地利用において表面のガスの透気性を低下させるような覆土や舗装面を施工すると、施工面下でメタンが上昇する可能性があると思われる。また、蓋のない観測孔についてはⅠ-1のようにエリアによってはメタンが検出される管が存在していることがわかっている。測定した14管中メタン濃度が5%を上回ったのは1管のみであった。

図 6-25 にⅢ-3 の管について深さ方向へ 1m 間隔でガス測定を行った結果を示す。Ⅲ-1 は 6m 地点

図 6-25 Ⅲ−3 深さ方向ガス成分測定結果 (2010 年 11 月測定)

で 3.8% のメタンを検出しており弱い嫌気性状態であるといえる。5m 以深ではメタン濃度を上回る二酸化炭素が検出されていることから、部分的に好気性反応が起きていたと考えられる。Ⅲ-3では 0m~5m 一様に高い濃度のメタンを検出しており、このエリアは強い嫌気性状態であることがわかる。また、他のエリアよりも微生物分解反応が顕著に見られるため、有機物が多く埋め立てられている可能性が考えられる。Ⅲ-2は 0m 地点ではほぼ空気組成であるが、5m 地点で 4.8% のメタンを検出していることから、底部でメタンが滞留しているケースもあり、ガス成分測定は出口付近のみの測定ではなく、深部まで測定を行うことが必要あると考えられる。