Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
際の飽和度分布に近い計算結果が得られるのは BC モデルと推察しており、特に、廃棄物層等の不均一性が激しい材料を解析対象とする場合は BC モデルの方が良いと考えられる。図中の黒線は飽和度 0.90 の線であり、ほぼ飽和とみなされる飽和度のラインとして描いた。焼却灰固結層上部に宙水が発生していることが確認でき、幅 1 cm のクラックがあったとしても宙水は発生するものと考えられる。

図 3.1.8-5 に濃度分布の計算結果（5 年後と 10 年後）を示す。初期濃度 1.0 としているので、図中の濃度は初期濃度に対する比濃度として表現していることになる。希釈のみを解析したため濃度の低下が早いが、実際は、固相から液相への溶出があることから、このように迅速に洗い出される可能性は低い。先述の飽和度分布ではあまり表現されていなかったクラックの影響が大きく出ていることが確認される。焼却灰固結層の下部の洗い出しについては、VG モデル、BC モデルも同様の傾向が表現されているが、全体として、VG モデルに比較して、BC モデルの洗い出しが早いことが確認でき、解析手法によって安定化傾向が異なることがわかる。

## (d) 結論

不飽和領域を解析する場合、数値解析における構成則の選び方によって、飽和度分布、濃度分布ともに結果が異なることが確認され、現象論に即した解析手法を選定する必要が明らかとなった。焼却灰固結層の上部には宙水が発生する可能性が高く、その下部では洗い出しが遅延する可能性が示唆された。

## 参考文献

今井敏夫, 朝倉 宏, 遠藤和人, 井上雄三 (2006) 埋立処分された都市ごみ焼却主灰の固化メカニズム, 第17回廃棄物学会研究発表会講演論文集, pp. 971-973.

Van Genuchten, M. Th. (1980) A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils, Soil Sci. Soc. Am. J., Vol. 44, pp. 892–898.

Brooks, R. H. and Corey, A. T. (1964) Hydraulic properties of porous media, in Hydrology Paper no.3, Colorado State University, Fort Collins, pp. 1–27.

Kamon, M., Endo, K., and Katsumi, T. (2001) Influence of dense non-aqueous phase liquids properties and geotechnical condition on the migration processes in sandy media, Annuals of Disaster Prevention Research Institute, Kyoto University, No. 44 B-2, pp. 171–184.
#### 3.1.9 まとめ

本節では、中間処理残渣主体の埋立地における廃棄物の安定化を、実処分場の調査、テストセルとの比較から検討し、さらに中間処理残渣固有の安定化阻害要因について検討した。

## 1 ) 実埋立地の埋立状況と廃棄物の安定化の把握

焼却残渣と破砕残渣が主に埋め立てられる A 処分場で、物理探査、ボーリングによる試料採取と試料の分析、表面掘削による試料採取と物性把握を行った。比抵抗探査によって当該処分場内部の最終覆土層、廃棄物層、底部遮水工といった内部構造を可視化し、EM 探査によって求めた処分場表面の伝導率分布は、比抵抗探査と調和的であったことから、比抵抗探査、EM 探査が処分場の非破壊安定化モニタリング手法として有効である可能性が示された。

STREX 工法を用いたボーリングにより、迅速に所定深度でのボーリングコア採取を達成したが、ボーリングコアの状況から、最終覆土が厚く密実に転圧されており、廃棄物層への雨水の浸透は極めて困難な様相を呈していた他、焼却灰層には固結も確認された。また、表面掘削より得られた試料の観察結果からも、焼却灰の固結が確認された。

採取した廃棄物試料は、焼却灰主体、不燃残渣主体、およびそれらの混合部、の3種に大別され、焼却灰主体部においてのみ固結が確認された。ボーリングコアのECは、焼却灰主体部位で高く、以前、高い溶出ポテンシャルを有していることが伺われた。掘削試料の溶出試験から、不燃残渣主体部位に比べ焼却灰の混入している部位でpH、EC、塩化物イオン等の塩類やTOCの溶出が増加することが確認された。

## 2 ) テストセルの埋立物の安定化状況の把握

2005 年に A 処分場内に設置されたテストセルは、実埋立地と埋立時期、埋立廃棄物がほぼ同じであるが、浸出水濃度が排水基準を下回る程度にまで低下していることから、その原因を明らかにすることを目的に、ボーリングによる試料採取と分析、比抵抗トモグラフィによる内部の状況把握を行った

掘削したテストセルは覆土に溶融スラグが用いられており、雨水は速やかに浸透していると推察された。廃棄物層は焼却灰と不燃残渣が混合されて低密度で充填されており、ボーリング時にコア内に試料を確保することが難しいほど緩い状態であった。

ボーリングコア試料の pH は 9 以下で、強アルカリ性を示していた初期値と比較して中性化が進行していた。溶出試験から、EC は初期値と比較して約 60～80% 以上も低下しており、特に移動性が高い Cl⁻ 濃度については初期値から 95% 以上も低下していることが確認され、洗い出しの進行は顕著であった。比抵抗トモグラフィにより、過去の結果と比較を行ったところ、比抵抗値も大きく上昇していた。

以上の結果から、テストセル内の廃棄物は安定化が十分に進行していることが明らかとなり、廃棄物を十分に混合し埋め立てるとともに、透水性の高い覆土を用いることにより、埋め立て廃棄物の早期安定化が実現できる可能性が示された。

## 3 )実埋立地とテストセルの比較による中間処理残渣の早期安定化に望ましい埋立工法の評価

実埋立地とテストセルのそれぞれで採用されている異なる埋立工法が埋立廃棄物の安定化に及ぼす影響を議論するためには、まず埋立物が同じものであることを確認する必要があった。埋立年代は同じであり、同じ処分場であるため、搬入物としては同じである。ただし、実埋立物は不均質に埋め立てられ
れており、場所毎に組成がかなり違う可能性があったからである。そのため、それぞれボーリングにより採取したコアの含有量を比較した。実埋立地から採取した試料はばらつきが大きかったことから、特徴的な廃棄物の部位を取り出し分析し、平均値を算出した。テストセルは全コアからコンポジットを作成して分析した。結果、熱灼減量、固体TOC、重金属含有量に大きな差はなく、実埋立物とテストセルは同種の廃棄物であると判断することができた。

次に、安定化の違いを評価するために溶出試験を実施した。元素によって特徴は異なったが、Na、K、Ca、Cuいずれもテストセルの廃棄物からの溶出率は実埋立物と比べて遙かに低かった。易溶性の元素は洗い出しが進み、Caなどは難溶性態へ変化したことが推察された。TOCやClの溶出濃度は、実埋立地の試料では、埋立前の焼却灰と同等の濃度も確認されたが、テストセルの試料は、廃止基準や欧州のInert Waste Landfillの受け入れ基準に相当する濃度で極めて低く、安定化が進んでいた。すなわち、テストセルで採用された低密度埋立・高透水性確保という埋立工法は、塩類の濃度を早期に低下させ、またCa等については早期に難溶性へと変化させている可能性が示唆され、実埋立地のような高密度転圧、低透水性覆土といった工法よりも、中間処理残渣が早期に安定化できることが分かった。

テストセルの廃棄物と実処分場の廃棄物を対象に物理特性を比較した結果、テストセルの廃棄物に比較して、実処分場の廃棄物は不飽和透水係数が一桁小さく、洗い出しが遅れていることはこれらの物性試験結果からも推測可能であった。

## 4 ) 中間処理残渣の安定化遅延要因の検討

中間処理残渣を含む複数の試料を対象にガス発生ポテンシャル試験を実施し、生物分解性有機物量と分解の阻害要因について検討した。中間処理残渣中の生物分解性有機物の含有量は低く、焼却灰主体の試料では0.8 mg/gとほとんど生物分解性成分が含まれていなかった。ガス化可能有機物量については、混合ごみ埋立物では、15-20%程度がガス化可能成分であったが、中間処理主体埋立物（不燃物・焼却灰混合試料および焼却灰試料）ではほとんど検出されなかった。ガス化速度定数は、有機物量の多い混合ごみ埋立物では0.22(年 $ ^{-1} $ )となったが、中間処理残渣埋立物では1オーダー低い定数が示された。以上から、中間処理残渣埋立地では、そもそも生物分解性有機物量自体が少なく、ガス発生ポテンシャルも低いと考えられるが、残存する生物分解性有機物のガス化速度もきわめて遅いことが明らかにされた。

一方、焼却灰等の固結などにより層内に低透水性層が形成された場合の浸出水の片寄り流れと、それが洗い出しの遅延に与える影響を数値計算により検討した。固結化した焼却灰層の存在を模擬した数値計算から、固結層が存在すると、その上部には宙水が発生することが計算された。また、固結層に幅1 cm程度のクラックがあったとしても、宙水の形成に与える影響は小さかった。宙水の発生に対するクラックの影響は小さいものの、廃棄物層からの汚濁成分の洗い出しに及ぼす影響は大きく、クラック下部は選択的に洗い出される様子が計算された。ただし、固結層の下部領域は、通常の埋立廃棄物層に比較すると洗い出しが著しく遅延したことから、層内の均質な安定化には、固結化は回避されるべきである。
### 3.2 中間処理残渣の早期安定化に関する検討

#### 3.2.1 目的

代表的な中間処理残渣である焼却灰であっても数％の有機物を含み、埋立初期には数100～数1000ppmのTOCが発生する。同時に易溶出性の塩類の洗い出しが起こり、pHも高い状態となることから、僅かに存在する有機物の安定化は速やかには進行しない。したがって、たとえ中間処理残渣の埋立であっても、こうした有機物の分解や溶出性成分の洗い出し等を促進し、安定化を早めることが維持管理の長期化を回避するために必要である。

1.2 節で述べたとおり、これまでに中間処理残渣埋立地で確認されていることは、焼却灰が固結して低透水性・低透気性層を形成すること、焼却灰の pH が低下せず、微生物活動が阻害されて有機物の分解が進まないこと、固結した低透水性層が水みち流れを引き起こし、それらが時間的に変化することで、安定化や洗い出しの遅れている層からの新たな溶出が起こり、一旦低下したように見えた浸出水の濃度が再度上昇すること、焼却灰の中性化や炭酸塩形成が阻害され、重金属の溶出が起こりやすい条件が長期にわたって続いてしまうこと等である。

実際に、3.1 節で示したとおり、実埋立地では焼却灰の固結が確認され、また、覆土や廃棄物層の過度な転圧によって通水性・通気性が低いために、水分侵入が阻害され、洗い出しや有機物の安定化が遅れていた。一方、比較対照としたテストセルでは、埋立前に中間処理残渣（焼却灰、破砕残渣等）を混合し、低密度で埋立を行った結果、十分な通水性・通気性が確保され、有機物の溶出、塩類溶出は7年程度という極めて短い期間で大幅に低減していた。

すなわち、中間処理残渣の埋立地では、焼却灰等の固結を抑制すること、廃棄物層の通水性・通気性を高めて、降雨水の洗い出しを進め、大気の侵入を促すことが有効である可能性は大いにある。そこで、本節では、まず、焼却灰の固結について、それが安定化に及ぼす影響について検討し、固結のメカニズムおよび固結回避手段について検討した。次に、廃棄物層の通気性・通水性を高めるために、異なる廃棄物を混合することを試み、廃棄物の混合が安定化に寄与しうるのか検討した。

一方、全く逆の考え方として、中間処理残渣の安定化に関しては、有機物の少ないことに着眼すれば、完全な封じ込めという可能性もあり得る。上記した埋立地内での焼却灰の固結化は自然に生起する制御不可能な固結化であるため、部分的な片寄り流れ等を引き起こし、結果的に不規則な放出に繋がる。しかし、有機物が少なく、主要な管理対象が易溶性塩類や重金属の放出であるならば、信頼できる超長期的な封じ込めにより、放出フラックスを小さくできれば、環境へのインパクトは小さくできる。そこで、まず、焼却残渣を対象とした安定化の概念に関して、欧米を中心に既往の研究を調査し、整理した。その上で、易溶性塩類に対しても確実な放出抑制効果を有すると考えられる焼却残渣のセメント固形化埋立について、その可能性について検討した。
#### 3.2.2 焼却灰の固結化が安定化に与える影響

焼却灰主体の埋立処分場では、埋め立てた焼却灰が固結化し、掘削も困難な程に固い層が形成されていることが確認されている。例えば、花嶋(1988)は、焼却灰を充填した大型カラムの解体時に強固な固結層が形成されており、それが焼却灰中のセメント成分が長期養生される形で生成したものと推察している。

しかし、前記したような固結が焼却灰層に起これば、通水性、通気性の低下により、層内への大気の侵入は阻まれ、降雨水の浸透も亀裂や水みちといった埋立層の一部でのみしか起こらず、分解の遅延、偏った洗い出しが起こる。結果的に廃止ができない、あるいは廃止基準程度にまで浸出水濃度が減衰しても、何らかのイベントによって層内の状況に変化が与えられることで再度濃度上昇が起こると言ったことが起こりうる。したがって、焼却灰埋立層の早期安定化のためには、可能な限り層内を一様に、かつ均質に安定化が起こるようにすることが肝要であり、そのためには焼却灰の固結についての十分な知見が必要である。

そこで、本研究では、①焼却灰の固結が安定化にどのような影響を与えるのか、②焼却灰の固結はいかなる機構によって引き起こされるのか、を明らかにすることを目的として設定した。

具体的には、まず、固結する焼却灰が存在することを確認するために、複数の焼却施設から焼却灰を採取し、固結現象の発現と、それによる透水係数の低下が起こりうるのかを確認した。また固結と焼却灰の特性の関係を明らかにするために、焼却灰の基礎特性を把握し、固結に関連する因子について検討した。次に、顕著に固結する灰と固結しない灰を対象に、長期・短期の透水試験を行い、固化と透水係数の低下がどのような時間スケールで起こるのかを検討した。また、固結が塩類洗い出しにどの程度影響を与えるのかを把握するために、カラム実験と13号溶出試験を行い、洗い出し特性を比較した。また、固結機構を検討するために、X線回折、熱重量分析を行い、鉱物組成の変化から固結機構の解明を試みた。その後、顕著に固結する灰に対しては、固結回避法を、固結しない灰については固結を生じさせる方法について検討した後、固結化が重金属の溶出に及ぼす影響についてカラム実験から検討した。

## (1) 焼却灰固結による透水性の低下

本研究では、まず始めに、複数の焼却施設から焼却主灰を採取し、実際に固結化および透水性の低下が起こるか否かを確認した。使用した焼却灰の採取施設を表3.2.2-1に示す。

表 3.2.2-1 焼却灰試料を採取した施設

試料名	施設能力 (t/d)	処理対象物 $ {}^{a)} $	採取地点	状態	採取日
SH	900	C, R1	Ash conveyer	Dry	2008 $ {}^{b)} $
HA	600	C, R1, R2	Ash bunker	wet	2008 $ {}^{b)} $
ASA	280	C	Ash bunker	wet	2008 $ {}^{b)} $
KUC	44	C, R1, R2, R3	Ash bunker	wet	2008 $ {}^{b)} $
KI	180	C, R1, R2, R3	Ash bunker	wet	2011

a)C: 可燃ごみ, R1: 資源選別可燃残渣, R2: 粗大ごみ破碎選別可燃残渣, R3: し尿処理残渣

b)2008年採取の試料は、室温で密閉容器中に保管

SH, HA, ASA, KUC は 2008 年に採取され、約 3 年間ステンレス缶の中で保管されていたものである。SH のみが乾燥した状態で採取され、HA, ASA, KUC は焼却直後に冷却用の灰ピットに浸漬され、湿潤状態で採取されたものである。KI は 2011 年度に上記 3 試料と同様に浸漬後の湿潤状態のものを採取した。
## a) 試料の基礎特性の把握

採取試料の基礎特性として粒度分布、比重、熱灼減量を測定し、次に元素分析を行った。元素分析は大まかな元素構成を把握するために蛍光 X 線分析装置(XRF)を用いて元素割合、酸化物割合を定量した。元素組成結果を表3.2.2-2に示す。主要な元素のみを表記した。

表 3.2.2-2 元素、化合物含有率

SH1
Wt%	SH2
Wt%	SH3
Wt%	HA1
Wt%	HA2
Wt%	HA3
Wt%	ASA1
Wt%	ASA2
Wt%	ASA3
Wt%	KUC1
Wt%	KUC2
Wt%	KUC3
Wt%	KI1
Wt%	KI2
Wt%	KI3
Wt%
元素	Ca	73.6	77.62	75.43	58.64	56.81	55.41	59.67	60.37	60.69	52.5	59.02	57.14	56.97	53.38	53.86
Si	8.01	6.66	7.2	12.45	12.32	12.1	15.83	16.25	15.45	16.24	13.39	13.82	16.17	15.57	14.92
Al	5.33	5.03	5.77	7.75	8.15	8.12	8.28	8.84	8.07	10.12	10.42	10.42	3.39	11.75	11.16
Fe	3.87	2.5	3.74	6.17	6.63	7.13	5.77	6.08	6.54	7.16	6.09	5.74	8.42	6.19	7.29
化合物	CaO	65.74	70.45	68.13	49.14	47.23	46.04	48.82	49.02	49.86	42.86	48.95	47.18	48.64	43.81	44.68
SiO2	13.51	11.40	12.24	19.73	19.33	18.93	24.68	25.29	24.22	24.96	20.99	21.59	25.74	24.02	23.11
Al2O3	8.10	7.75	8.85	11.19	11.66	11.44	11.82	12.63	11.58	14.28	14.98	14.93	14.87	16.71	15.86
Fe2O3	3.23	2.13	3.16	4.79	5.09	5.48	4.35	4.54	4.96	5.39	4.65	4.37	6.70	4.68	5.58

いずれの灰においても Ca、Si、Al、Fe が主要な元素であった。XRF による測定結果であるため相対値とみなすべきものであるが、固化の要因と考えられる Ca の含有率に関しては、SH が 73.6～77.62%と他の焼却灰に比べ高く、CaO も他の焼却灰に比べ高い。一方で SH はその他の元素、化合物に関しては他の焼却灰に比べ低い傾向にあった。

表 3.2.2-3 熱灼減量

熱灼減量
SH	2.2%
HA	3.5%
ASA	5.1%
KUC	10.4%
KI	6.3%

熱灼減量は表 3.2.2-3 に示すとおり、KUC の値が 10.4% と最も高く、未燃

分を多く含んでいると考えられた。他は、ASAとKIが5％前後、SHとHAは3％以下で、未燃分が少ない。

## b)固結の生起と透水性の確認

固結発生の有無と透水性の低下を確認するために、透水試験を行った。試験は、次の通り2段階に分けて行った。

## 7 )試験1：灰種の違いによる固結と透水係数の変化の確認

まず、いずれの試料において固結化が生ずるかを確認するために4種の灰試料（SH, HA, ASA, KUC）を用いて透水試験を実施した。試験には、定水位透水試験を採用した。試料は、各灰を16mm篩で篩分け、その通過分を使用した。湿潤状態で保管されていた試料に関しては、80℃で一日乾燥し、装置充填時に再度水を加えて浸潤状態として用いた。装置の試料充填部（カラムと称する）に、湿潤状態にした試料を締め固めながら充填し、各灰毎に1検体を作成した。カラムの直径は8.3cmであり、この円柱状のカラムに約10cmの高さになるように充填した。透水試験は上向流で実施した。これは、焼却灰が水と接した際に水素ガスが発生するためで、上向流とすることで発生したガスを上方に排出されるようにした。カラムを装置にセットして、下端から試料を水分飽和させ、設定した水位差となるようにした後、測定を開始した。測定は、流出した水の重量を経時的に計測することで流量を求めた。測定は1日当り1回とし、1日目は充填後直ちに行った。各日の測定が終了した後は、試料の下端が浸る程度に水を張ったトレイにカラムごと浸し、1日1mL/g程度の水を上部より供給し湿潤状態を保った状態として保管し、1週間後に再び同様の測定を行った。その後は同様の状態で週に1度水を供給して保管し、1ヶ月後に再び測定した。

透水係数の変化を図3.2.2-1に示す。SHとASAは透水係数の低下が確認されたが、桁が変化するほ
どの低下ではなかった。HAとKUCに関しては透水係数の低下は認められない。SHはカラムから脱型した際に形を維持し、固化している様相を呈していた。但し、脱型したSHを観察したところ、充填部に目視で確認できる大きな空隙が形成されており、水みちが発達していた可能性が伺われた。本実験では、16mm篩通過試料を用いたために、充填カラムの大きさ（直径8.3cm）に対して、相対的に大きな石やガラス片が多く存在しており、空隙はこれら粒径の大きな粒子の周りに形成されている模様であった。HAも固化の様相を呈していたが、カラム

図 3.2.2-1 透水係数の変化

より脱型する際に崩壊した。ASAとKUCは、充填時と変わらず砂質状で、手で容易に崩すことができた。

焼却灰の固結は水和物生成のためという報告があり(今井、2006)、本実験で使用した焼却灰のうちHA、ASA、KUCに関しては。湿潤状態で採取され、そのままの状態で約3年保管されていたためすでに水和反応が進行していた可能性がある。SHに関しては乾燥状態で採取されており、水和反応が進行していなかったと考えられる。また本実験でのカラムへの充填密度は0.8～1.0g/cm³であった。著者の既往の研究（東條,2002）では、本実験と同様の焼却灰の透水試験を行った際の充填密度は1.2 g/cm³程度であったことから、本実験での充填密度が低かった可能性も固結が進行し難かった原因として上げられる。固結および透水性の低下は、水和反応により生成したゲル状物質が間隙を埋めていくことによって進行していくという報告がある。すなわち、本研究では、充填密度が低いために、空隙率が高く、粗大な間隙が多数存在したために空隙を埋め難く、固結が進行せず明確な透水性の減少が確認できなかったものと想像される。

## イ)試験2：長期保管等の水和反応の進行要素がない灰を用いた透水係数の確認

上記の試験1の検討から、浸潤状態で長期保管された灰では、水和反応が進行していた可能性があり、その結果、固結や透水係数の低下が認められなかったと推察されたことから、水和反応の進行する要素のない灰を用いて再度、固結と透水係数の経時的な変化に関する検討を行うこととした。試料は、乾燥状態で採取され、そのままの状態で保管されていた灰SH、そして新たに採取し、採取直後に乾燥前処理を施して保管した灰KIを用いた。

試験 1 では、カラムに対して粒径が大きく十分な充填密度を確保できなかったため、本試験では、5.6mm の篩で篩い分けを行い篩を通過した試料を用い、湿潤状態としてカラムに充填した。SH, KI 各 1 検体用意した。充填密度は、SH : 1.22 g/cm³、KI : 1.02 g/cm³ となった。試験 1 と同様に定水位法を用い、上向流で透水試験を行った。試験期間は 1 カ月とした。

SH は、充填直後で透水係数が 0.0001(cm/s) となり、定水位試験では透水性が低すぎ、測定が困難となったため 7 日後、30 日後に関しては測定できなかった。KI も充填時より透水係数が比較的小さかったために、水頭差を上げて試験を行ったが、大きな水頭差により、水圧がかかり試験中に充填層に亀裂が入り、測定不可能となった。

固化状態を確認するため、SH、KI ともに透水試験後カラムに充填したまま一週間ほど放置し、乾燥
させた後に脱型した。SHは、試験1での状態と同様に、手では容易に解砕できない程に固化していた。粗大な粒子の周辺には空隙が発達していたが、試験1に比較して小さく、少なくなっていた。これは充填密度を増大させた結果によるものであると考えられた。一方、KIは砂質状で、人手によって容易に解砕可能であった。KIは新たに採取した灰であることから、水和が進行しているとは考え難い。充填密度は1.02g/cm³であり、試験1におけるSHが同程度の充填密度で固化したので、固化する性状を有していれば十分に固化可能な密度であったと考えられる（粒度分布には大きな差異は無いため）。KIに認められた透水性の減少は、水和物による固結化ではなく、密度の上昇による空隙の閉塞によって起きたと考える。

以上の結果を整理する。充填密度、空隙率と固化の有無について表3.2.2-4に示す。HA、ASA、KUCに関しては充填密度が $ 0.8g/cm^{3} $ 程度と極めて低く、長期間保管による水和反応の進行が固化しなかった原因と考えたが、KIは採取後の時間経過が無く、また充填密度が $ 1.0\ g/cm^{3} $ 以上にも関わらず固化しなかった。このことから、固化の生起は、充填密度のみによるものではない。しかしながら、SHについては、充填密度を上げた試験2の方がより強固な固結傾向にあったことから、固化する性状を有する灰では、充填密度が高い方が固化を起こしやすい条件であると言える。充填密度を上げるには、本研究で使用した実験系では、粒度を5.6mm以下に調節することが有効であった。

表 3.2.2-4 に示したとおり Ca 含有率は、SH が 75% で突出して高く、他の灰では 50～60% であった。すなわち、SH のみが固化が顕著に認められたのは Ca 含有率の多いことに関連しているものと考えられる。

表 3.2.2-4 各灰の固結の有無と基礎特性の関係

試料名	実験条件と固結の有無	試料基礎特性a
密度(g/cm³) b	空隙率(-)	固結c	CaO(%)	SiO2(%)	IL(%)
SH	1.09	0.65	Completely solidify	65.7	13.5	2.2
HA	0.82	0.78	Partially solidify	49.1	19.1	3.5
ASA	0.77	0.75	not solidify	48.8	24.7	5.1
KUC	0.89	0.64	not solidify	42.9	25	10.4
KI	1.02	0.66	not solidify	48.6	25.7	6.3

a) CaO と SiO_{2} は共に XRF による分析値、IL は熱灼減量

b) 密度はカラム充填時の充填密度

c) 固結の判断は次の通り；もしかラムから脱型時に完全に形状を維持する場合は“completely solidify”；部分的に崩壊がある場合“partially solidify”；脱型時に形状を維持できず崩壊する場合“not solidify”.

また、熱灼減量との関係では表3.2.2-4に示すとおり、固化が確認されたSHの熱灼減量が最も低く、比較的有機物が少ない焼却灰であると考えられる。今井(2007)は、有機物の混入が焼却灰の固結を抑制する可能性があるとしており、SHは、有機物含有量が少なかったことも固化しやすかった一因と考えられる。

## c) 固結による強度発現の確認

上記した透水係数の追跡実験から、顕著に固化したのは灰 SH のみであった。そこで、固化による強度発現を確認するために、一軸圧縮試験を実施した。

灰 SH を 5.6mm のふるいで粒度を調節したのち、透水試験に用いたカラムに湿润状態で充填し、一昼夜放置した。その後 40℃ の乾燥器で約 1 日乾燥させた後、カラムより取り出し、上下を平らになるよう
に成形した（これを供試体と称する）。供試体は3本用意し、充填密度は1.04～1.15g/cm³であった。一軸圧縮装置に供試体をセットし、上下方向から徐々に荷重を加え、破壊が生じた時点での荷重を圧縮応力とした。

結果を表 3.2.2-5 に示す。一軸圧縮応力は 3 検体の平均で約 0.98[N/mm²] であった。ポルトランドセメントの一日養生後の圧縮強度は 6.37[N/mm²]（JIS R 5210-1979）、固化処理土の圧縮強さはおよそ 0.1~1.0[N/mm²] である。したがって、SH は、セメントには及ばないものの 1 日

表 3.2.2-5 一轴压缩芯力

試料	SH
Sample No.	1	2	3	平均
圧縮応力(N/mm²)	0.66	1.09	1.18	0.98

の養生で固化処理土と同程度の強度を発現していることが確認できた。

複数の焼却灰を対象にした固結化および透水性の確認から、灰 SH は顕著に固結し、透水性が低下する灰であることが確認できた。そのため、以降においては、SH を固結する焼却灰として使用することとした。また、比較対象として、固結しなかった焼却灰の中で、新たに採取し、乾燥状態で保管した灰 KI を固結しない焼却灰として使用することとした。

## d)固結による透水性の低下

前節において、複数の灰を対象に、水分と間欠的に接触させ、経時的な透水係数の変化を追跡した。その結果、明瞭に固結する灰と、固結しない灰が存在することを確認した。但し、前節の検討は、固結の発現あるいは透水性の低下傾向を知ることのみが目的であり、実験期間は短く、また測定間隔も疎であった。そこで本節では、固結する灰（SH）、固結しない灰（KI）の2種の灰について、より詳細に透水係数の低下傾向について検討することとした。まず、実験1として前節の試験に比してより長期となる2ヶ月間継続の試験を行い透水性の長期的な変化を調べた。次に、実験2として、初期に起こる急激な透水性の低下を明確に捉えるために、試験期間2週間で、より短い間隔で透水係数の測定を行うこととした。

7) 長期的な透水係数の低下傾向 [実験1] （2ヶ月試験）

試料は5.6mm篩で篩い分け、篩通過試料を湿潤状態としてカラムに充填した。SH、KIそれぞれ3検体とした。充填密度はSH:1.10～1.12[g/cm³]、KI:1.10～1.14[g/cm³]、空隙率はSH:0.59～0.61、KI:0.60～0.61であった。試験方法は変水位法とし、SHは発生するガスを排出するため上向流で行い、KIは水圧で充填層が崩壊することを避けるために下降流で行った。試験は2ヶ月間継続した。

結果を図3.2.2-2に示す。横軸は実験を開始してからの経過週として表示した。SH、KIともに初期の2週間で急激な低下を示し、それ以降は透水係数にあまり変化は見られない。SHは最終的に全てのカラムにおいて透水係数が $ 10^{-6}cm/s $ のオーダーにまで低下した。3検体用意したが、ばらつきは大きく、充填密度等の影響により固結の発現にも差が現れたものと推察される。KIも初期の2週間で透水係数の低下が認められるが、固化している様子はな

図 3.2.2-2 透水係数の変化（2ヶ月）
く、固結化が透水性低下の原因とは考え難い。KIは下向流で実施しており、充填層の高さが透水試験の低下に伴い低下する傾向にあった。すなわち、水圧の負荷により、充填層が圧縮され、粒子が間隙を埋めることで空隙が減少したことが原因であると推察された。KIの最終的な透水係数は3.7~6.0×10^{-4}[cm/s]であった。KIにはSHで認められたような検体間のばらつきは大きくなかった。最終的な透水係数は、SHで10^{-6}cm/s、KIで10^{-4}cm/sまで低下した。同様の充填密度であるにもかかわらず両者の間には100倍の違いがみられた。この透水性の差は、固結する焼却灰SHにおいては固結しない焼却灰KIに比べ、同じL/Sに到達するのに100倍の時間がかかることを意味する。

## イ)初期の固結化と透水係数の低下 [実験2] (2週間試験)

乾燥した焼却灰を5.6mmの篩で調節した後、湿潤状態でカラムに充填した。充填密度は1.1g/cm³、空隙率は0.6程度であった。ばらつきを考慮し各3検体ずつ用意した（SH1,2,3、KI1,2,3）。試験は2週間継続し、充填日1日目、2日目、3日目、7日目、14日目に、1検体につき1日に3回の測定を実施した。KIに関しては、測定終了後の排水時に充填層に圧力がかかって密度が上昇し、それによって空隙率が低下して透水性が減少することが懸念されたため、1回の測定が終了する毎に、装置から水を抜き、次に測定する際は新たに水を入れなおして測定した。また、測定毎に充填層高さを測り、密度を確認した。充填高さに変化が見られなくなった後は、測定時の排水は行わず連続で測定した。

透水試験結果を図3.2.2-3に示す。SH1、SH3において測定2日目に著しい透水係数の減少がみられる。SH1は1日目から2日目の間で透水係数が81%減少した。しかし、それ以降にはあまり変化は見られなかった。SH3は1日目から2日目で58%、14日目では1日目より92%減少した。SH2では3日目まででは著しい透水係数の減少はみられなかったが、1日目から14日目で80%の減少となった。各カラムの充填層高さに変化はみられなかったことから、充填層の圧縮は起こっておらず、透水性の低下はKIとは異なり固結によるものであると推察された。すなわち、SHは固結によって80～90%の透水係数の減少を生じたといえる。KIは1日目のうちに大幅な透水性の減少がみられるが、充填層高さに減少がみられ、1日目、2日目にかけて前記した圧縮が生じ、空隙率が減少したものと考えられる。充填層高さが安定してからの透水係数にあまり変化はみられず、 $ 10^{-4}\sim10^{-3} $ cm/sで安定した。

図 3.2.2-3 固結する灰(SH)と固結しない灰（KI）における2週間での透水係数の変化

## e)固結による透水係数低下の評価

今回試験に供した試料では、固結する焼却灰の透水係数は充填時に比べて約1/10に低下した。また、その低下はほぼ1週間以内に急激に生じた。2ヶ月後でSHの透水係数は $ 10^{-6}cm/s $ であった。透水係数
は、灰の種類、充填状態、空隙により桁を変えて変化するものである。そのため、焼却灰の透水係数も、報告によって非常に広い範囲の値がある。例えば、花嶋ら(1986)は、焼却灰の透水性について詳細な文献調査を行い、透水係数が $ 10^{-1}cm/s\sim10^{-6}cm/s $ と非常に広範囲の値で報告されていることに着目し、その原因を実験カラムの大きさおよび試料の粒度調整にあると仮定して、粒度調整を行うケースと行わないケースとに分けて透水試験を行っている。その結果、試料の篩い分けを行った場合(30mm通過試料)で $ 10^{-2}\sim10^{-3}cm/s $ 、行わない場合（粒径100mm以上のみを除去）で $ 10^{-1}cm/s $ という値を得ている。また、廃棄物の種々の土質工学的特性を測定した研究(花嶋、1988)では、焼却灰（4.76mm通過分： $ 2.6\times10^{-6}\sim1.93\times10^{-3}cm/s $ 、9.52mm or 19.1mm通過分： $ 7.35\times10^{-6}\sim1.88\times10^{-3}cm/s $ 、無篩い分け： $ 1.46\times10^{-3}\sim2.69\times10^{-2}cm/s $ という飽和透水係数が報告されている。さらに、焼却灰層はその充填特性によっても透水性が大きく変化することが報告されており、平田ら(1987)は、焼却灰の最大乾燥密度 $ (\rho_{\mathrm{d}}^{\mathrm{max}}) $ と最適含水比 $ (\omega_{\mathrm{opt}}) $ の関係を実験的に $ \rho_{d}^{\mathrm{max}}=1.913-0.02\omega_{opt} $ と求めた上で、充填密度を変化させた実験を行い、密詰め試料 $ (\rho_{\mathrm{d}}^{\mathrm{max}}) $ で $ 1.83\times10^{-6}\sim4.21\times10^{-4}cm/s $ 、緩詰め $ (0.8\rho_{\mathrm{d}}^{\mathrm{max}}) $ で $ 8.67\times10^{-5}\sim1.46\times10^{-3}cm/s $ という結果が得られている。

これらの値と比べて、本研究で得られた値は、花島らの4.76mm通過もしくは9.52通過試料の透水係数、平田らの密詰め試料の透水係数と同等である。これらの研究において低い透水性を示している灰に固結機構が生じていたかは不明であるが、焼却灰の特性の多様さを鑑みると、その可能性は多分にある。また本研究においても、固結しない灰では、 $ 10^{-4}cm/s $ 程度の透水係数が確認されており、固結により透水性が低下し、 $ 10^{-6}cm/s $ 程度にまで達するという結果は、決して非現実的なものではないと思われる。加えて、土居ら(2000)は、焼却灰層の土質工学的性質の経時的変化を追跡した研究の中で、充填時に $ 8\times10^{-6}cm/s $ の透水係数を示した灰が、3ヶ月後には固結により $ 4.6\times10^{-8}cm/s $ にまで低下し、さらに半年後には測定不能な不透水になると報告している。これらの結果とも本研究で得られた透水係数は調和的である。

透水係数 $ 10^{-6}cm/s $ が持つ意味を考えるために、例として、埋立層高さ 10m、密度 $ 1.1g/cm^{3} $ の埋立地を想定し、単位面積当たりの L/S について考える。我が国における年平均降水量を 1800mm/year とすると、仮想埋立地での 1 年間での L/S は 0.16 $ [m^{3}/ton/year] $ となる。1 年以内にこの L/S に到達することが可能であれば、年間の降雨が全て浸透し廃棄物層を通過する。SH の 2 ヶ月試験における 8 週目の透水係数の平均は $ 6.25 \times 10^{-6}[cm/s] $ であった。これは $ 1.97[m/year] $ であり、年間の L/S は $ 0.18[m^{3}/ton/year] $ である。これは L/S 0.16 を越えるので、一年以内に年間での降雨は全て浸透可能である。しかしながら、2 ヶ月試験で観測された最小の透水係数 $ 4.09 \times 10^{-6}[cm/s] $ （SH2、2 週目）で同様の計算を行うと、年間の L/S は $ 0.12[m^{3}/ton/year] $ となり、年間の降雨は浸透できないということになる。換言すれば L/S 0.16 に到達するには 1.3 年かかるといえる。埋立地の安定化を促進するために、洗い出しや内部の反応を進めることが重要であるならば、固結により透水性が低下することは、L/S の低下に繋がり、短期間での安定化はより困難になるといえる。

## f) 本節のまとめ

焼却灰 SH は、2 ヶ月の試験期間で固結によって透水性が 80~90%減少した（1/10 となった）。固結しない焼却灰 KI も透水性の減少がみられたが、空隙率の減少によるものであった。既往の研究における透水性と比較して、本研究で確認された透水係数の低下は合理的であった。SH のような透水係数に陥ることは、埋立廃棄物の洗い出しや安定化が困難なものとなる可能性がある。
前節で、固結が顕著に生ずる灰では、透水係数は $ 10^{-6}cm/s $ にまで低下する事が確認された。そこで、本節では、固結する灰と固結しない灰とで、塩類の洗い出しにどのような違いがあるかを明らかにすることを目的とした。具体的には、まず王水分解により各焼却灰の金属含有量を調べ、次いで、環境庁告示13号溶出試験を行い易溶出性の無機元素（特に塩類）の量を把握した。そして約1ヶ月間通水実験を行って焼却灰からの元素の洗い出し特性を追跡した。

## a)金属含有量と溶出量

試料は前記した固結する灰(SH)と固結しない灰(KI)を用いた。金属含有量は、王水分解により焼却灰から分析対象元素を抽出し、それを原子吸光分析法により分析した。溶出試験は、環境庁告示13号溶出試験により行った。試料は2mmの篩で篩い、その通過試料を用いた。500mLのポリビンに蒸留水200mLと試料20gを入れて混合し、常温常圧で、振とう強度200回/min、振幅およそ4~5cmで6時間連続振とうを行った。その後、0.45μmのろ紙でろ過し、得られた炉液について、Ca, Na, K, Zn, Cu, Fe, Mn, Cs濃度(フレーム原子吸光光度計(HITACHI Z-8200))、Pb, Cd濃度(グラファイト原子吸光光度計(HITACHI Z-8200))、pH(pHメーター(pH/COND METER D-24))、EC(電気伝導度計(pH/COND METER D-24))、TOC、TN、IC(TOC計(Shimazu TOC-V))、Cl－(陰イオンクロマトグラフ)

SH と KI の金属含有量を表 3.2.2-6 に示す。固結に深く関与していると考えられる Ca は、両焼却灰共に主要な構成元素の一つであるが、KI が 15% に対し、SH は 23% とより多く含まれており、固結しやすいことが予想される。

表 3.2.2-6 金属含有量 (mg/kg)

試料	Ca	Na	K	Zn	Cu	Pb	Fe	Mn	Cd	Cs
SH	228444	26778	12467	2089	779	445	17178	647	1.11	120
KI	150333	17222	8289	3889	3300	578	29283	709	3.44	77

表 3.2.2-7 に溶出量、溶出率を示す。なお、Fe、Mn、Cr、Cd については、定量下限値以下であった。

表 3.2.2-7 溶出試験の結果

試料名	Ca	Na	K	Cs	TOC	Cl-	pH
SH	溶出量(mg/kg)	9447	7767	3783	18.8	176	10811	12.8
溶出率	4.14%	29.0%	30.3%	15.8%
KI	溶出量(mg/kg)	1150	5833	1497	15.1	511	6261	11.8
溶出率	0.76%	33.9%	18.1%	19.8%

溶出率は Na、K が高い。Na では、SH において約 29%、KI において約 34%、K については SH で約 30%、KI において約 18% であった。溶出液の pH は、SH が約 13、KI が 12 で SH が KI よりも僅かに高い。Cl も SH の方が KI の 2 倍程度であった。逆に、TOC に関しては KI の方が高い値となり、SH よりも有機物が多く含まれていると言える。

## b)カラム実験による塩類洗い出し特性の把握

乾燥した焼却灰を 5.6mm の篩で篩い分け、篩通過試料を実験に供した。蒸留水で湿潤状態として充填密度が 1.1 $$ g/cm^{3} $$ 程度になるように、カラムに充填した。一般環境を想定し、上部のゴム栓は大気に開
放した。浸出水を回収する下部のフラスコには、浸出水の流出を促すために空気を排出するチューブを取り付けた。本カラムをばらつきを考慮して各試料につき3本ずつ用意し、それぞれSH1、SH2、SH3、KI1、KI2、KI3とした。1日毎にカラム上部から1日で通水可能な最大量の蒸留水（約10mL）を注入した。週に一度、浸出液を回収しCa, Na, K, Cs, Cl, TOCの測定を行った。

K、Cs、Cl-の累積溶出量を図3.2.2-4に示す。通過水量の増大に伴う、図中の線は、それぞれ各灰における含有量および13号試験における溶出量である。すなわち、13号溶出の線に達すれば13号試験の条件で溶出した量は、本カラムからも同様に洗い出されたことを、また含有量にもし達すれば、灰中に含まれる全ての当該元素が洗い出されたことを意味する。まず、明確に解るのは、灰KIにおいて、K、Cs、Cl⁻が、累積L/Sが6程度になると、ほぼ13号溶出量に達しているという点である。これら3元素はみな1価のイオンで、反応性や吸着性に乏しく、カラム試験等において洗い出し曲線の確認にしばし使われるものである。すなわち、KIにおいては、溶出すべきものは順調に洗い出されていると言える。一方、SHにおいては、K、Cs、Cl⁻は、すべて13号試験の溶出量に達していない。その放出傾向は、L/Sが多くなるほど緩慢になり、L/S=6程度でほぼ溶出が停止しているように見える。これは、固結により、本来溶出性であったものが（13号試験では溶出するようなものが）、灰中に拘束されて溶出できなくなっていることを示すものであると思われる。累積の放出量は、概ね13号溶出量の3～6割程度で停止している。

固結する焼却灰 SH は、充填による差異が出やすく、またそれが起因して固結状況も異なると考えられる

図 3.2.2-4 カラム試験での固結する灰(SH)と固結しない灰（KI）の累積溶出
れ充填試料毎に通水性に大きなばらつきがあった。そのため、同じ経過日数においても L/S は大きく異なった。さらに、塩類の洗い出しは、本来、一価で移動性の高い Cs、K、Cl⁻ でさえも 13 号溶出試験における溶出量の 6 割程度にしか達せず、溶出が抑制される傾向にあった。これらの溶出は L/S=6 程度で停止する傾向にあり、13 号試験での溶出量に達する可能性は極めて低かった。一方、固結しない焼却灰 KI は、通水性のばらつきも少なく、洗い出しも順調に進行し、累積の溶出量は 13 号試験の溶出量に到達した。すなわち、固結が生じなければ、13 号試験で溶出する量のものは確実に洗い出されるといえる。

## (3) 固結機構の検討

固化した灰 SH では、固化しない灰 KI と比べて、これまでの透水試験、洗い出し試験のように、水分と接触することで何らかの反応が生じていたと考えられる。そこで、固結による鉱物組成の変化を明らかにすることを目的に、X 線回折分析と熱重量分析を実施した。

## a) X 線回折

試料は、SH、KI それぞれについて水との接触履歴のないもの（0 日）と透水試験に一ヶ月使用したもの（30 日）を対象とした。試料は、80℃で乾燥し、乳鉢で粉砕した後、125 μm の篩でふるい、さらにプレートで保持できるほどに乳鉢で細かくすりつぶした。測定は、リガク製 RINT-2000 を用いた。測定条件は X 線源 Cu-Kα、管電圧 40kV、管電流 40mA、走査範囲 5.000～80.000°、サンプリング幅 0.020°、スキャンスピード 4.000°/min で行った。同定ソフトには MATCH! (CRYSTAL IMPACT) を用いた。結果を図 3.2.2-5 に示す。

左図に示す SH では、0 日の回折線図に $ \mathrm{Ca(OH)_2} $ のピークが存在する。これは、既往の研究で報告されるとおり、焼却炉から排出時に CaO であったものが、水中の水蒸気と反応し、生成したものと考えられるとおり、焼却炉から排出時に CaO であったものが、水中の水蒸気と反応し、生成したものと考えられると考えられる。

図 3.2.2-5 X 線回折分析による各灰の回折強度
れる。しかし、水分接触後30日放置した試料（同左図下段）には、$\mathrm{Ca(OH)_2}$ のピークはみられない。一方で、図中央の著明な$\mathrm{CaCO_3}$ のピークに増加がみられる。これは、水分接触により、焼却灰粒子表面に吸着した水、あるいは間隙水のpHが高いために、大気中の$\mathrm{CO_2}$ を積極的に取り込み、

$$ Ca(OH)_{2}+CO_{2}\rightarrow CaCO_{3}+H_{2}O $$

の反応が起きたためと考えられる。また、0日後と比べ1ヶ月後は、よりピークが鋭くなっており、結晶構造が発達したと考えられる。

一方、右図の KI には、 $ 2\theta=18^{\circ} $ 付近に $ CaOH_{2} $ の明瞭なピークは確認されない。また $ CaCO_{3} $ のピークは 0 日後と 1 ヶ月後いずれにも認められる。全体として、回折線図に大きな変化は認められない。

## b) 熟重量分析

XRD 分析と同様に、固結した焼却灰中でどのような変化が起こったのかを明らかにするために熱重量示差熱分析（TG/DTA）分析を行った。試料は、SH と KI の水に接触していない試料、および水分と接触後 7 日放置した試料である。また、挙動の同一性を確認するために、水酸化カルシウムと炭酸カルシウムの試薬についても分析に供した。

結果を図3.2.2-6に示す。上段の2つのグラフは、それぞれ水酸化カルシウムと炭酸カルシウムの加温

図 3.2.2-6 TG/DTA の結果

に伴う重量減少と DTA 線図である。左の水酸化カルシウムでは、400℃付近で急激な重量減少と大きな吸熱反応が確認できる。これは、水酸化カルシウムの脱水によるものと考えられる。一方、上段右図の炭酸カルシウムでは、700～800℃の領域で急激な重量減少がおこっており、こちらは、炭酸の脱離によるものと考えられる。これらと SH の TG/DTA 曲線を比較すると、水分接触履歴のない 0 日の灰では、
水酸化カルシウムと同じ温度域で、重量減少と吸熱反応が認められる。これは、0日の灰には水酸化カルシウムが存在していることを意味する。但し、600℃以降での緩やかな重量減少も認められ、炭酸カルシウムが存在していることも示唆される。一方、水分接触後7日経過した灰では、吸熱反応は確認できなくなり、600℃以降での重量減少は明らかに大きくなっている。これらの結果からも、固結化に伴って起こっているのは、水酸化カルシウムから炭酸カルシウムへの変化であると言える。

以上、X線回折、熱重量分析の結果から、焼却灰の固結は $ \mathrm{Ca(OH)_{2} + CO_{2} \rightarrow CaCO_{3} + H_{2}O} $ の反応によって炭酸カルシウムが増加することにより進行すると考える。

## (4) 固結回避手段の検討と固結が重金属溶出に与える影響の検討

前記した検討からは、焼却灰の中には顕著に固結する傾向を有する灰が存在し、そのような灰は、酸化カルシウムもしくは水酸化カルシウムを含んでいるということが判明した。また、固結化は急速に進行し、3日以内に固結により通水性が低下して透水係数は1オーダー低下すること。そして、固結しない灰での易溶出性塩類の溶出は、環境省告示13号で得られる溶出量と同等のレベルに速やかに達するが、固結する灰では、13号法での溶出量の3〜6割程度で収束することなどが明らかになった。しかし、焼却灰の安定化においてより重要であるのは、重金属等の放出である。したがって、ここでは、重金属の放出に焼却灰の固結化がどのような影響を与えるかについて検討した。

## a) 方法

## 7 ) 試料

前節で使用した「固結する焼却灰SH」と「固結しない焼却灰KI」を使用した（表3.2.2-8）。

表 3.2.2-8 使用した焼却灰の概要

焼却灰	固結化	採取段階	Ca存在形態	焼却灰対象廃棄物
SH	○	水冷前	Ca(OH)2を含む	可燃ごみ,ごみ処理残渣
KI	×	水冷後	Ca(OH)2を含まない	可燃ごみ,粗大ごみ,ごみ処理残渣,し尿処理残渣

## イ)固結焼却灰における水分との接触条件の変化が塩類放出に与える影響の確認

前節で実施した焼却灰 SH と KI に関するカラム溶出試験では、充填層内は不飽和として毎日所定量の蒸留水を上部から供給し、1 週間毎に底部に溜まった浸出水を回収して、塩類（Na、K、Ca、Cs、Cl）、TOC を測定する実験を約 14 週間継続した。その後は、水を供給せず、大気雰囲気下で放置した。いずれの試料においても Ca を除いて放出は収束していた。懸念される点は、固結した灰 SH での溶出の収束が水みちの形成により一部のみの洗い出しが完了したためであるというものであった。そのため、放置していたカラムに底部から蒸留水を供給して飽和状態とし、水分との接触状態を変え、その状態で 1 週間放置した後、底部から排水し、浸出液を回収した。回収した浸出液については昨年と同様の元素についての分析を行い、溶出量の上昇が確認されるのかを調べた。

## ウ)固結しない灰の固結化の検討

ここでの検討課題は、同一の灰において「固結する状態」と「固結しない状態」を作りだし、長期のカラム試験から、重金属の溶出特性の差異を明らかにするというものである。そこで、まず、固結傾向を全く示さなかった灰KIについて、固結させる方法について検討した。固結化する灰SHとの違いは、CaOもしくは$\mathrm{Ca(OH)_2}$の存在であると考えられたことから、1)900℃で加熱して$\mathrm{CaCO_3}$を脱炭酸化しCaOとする。2)$\mathrm{Ca(OH)_2}$を添加する。という2つの方法を試みた。評価は、これら2方法で前処理した灰を