Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
数百年の時間を要する。その長期間、放射性セシウムに汚染された廃棄物並びに汚染水が処分場外へ漏れ出さないようにするためには、東日本大震災級の巨大地震並びに津波を想定する必要がある。図-1.1に示す構造では、護岸構造と遮水構造が分離されており、護岸が被災した際においても遮水壁に及ぼす影響を軽減できる。

廃棄物埋立層を取り囲む底面および側面の遮水材料としては、海成粘土のような自然材料を用いることにより、長期的に劣化せずむしろ時間の経過とともに圧密による透水係数の低下が見込め、更なる安全性能の向上を見込むことができると考えられる。

図-1.1 および図-1.2 に示す構造は、表面の遮水を行うことによって雨水等による外部からの水の侵入を防ぐことができるので、内水位の増減は底面遮水層を通した透水のみとなる。そのため、廃棄物投入中における処分場内の水位を外水位より低く管理すれば、浸透は常に処分場外部から処分場内部へ向かう方向にのみ発生すると考えられ、放射性セシウムの流出を防ぐ、さらには余水を発生させないことが可能になると考えられる。

海面管理型処分場では、放射性セシウムに汚染された廃棄物は海面下に投入、埋立処分される。このため、まず汚染廃棄物が海水環境下において、どのような溶出特性を有しているかを把握するために、代表的な廃棄物試料（土壌と焼却灰）を採取して溶出試験を実施した。また、本研究では、遮水性能の安全性を担保する機能として、土質系遮水材料による放射性セシウムの吸着特性に期待している。そこで、土質材の基本的な吸着特性を把握するため、土質材料（主に、ベントナイト）の基礎的な吸着試験を実施した。

#### 2.1.1 試験方法

## (1) 溶出試験

放射性セシウムは土壌の細粒分に固定され溶出率が低いこと、飛灰に含まれる放射性セシウムは溶出率が高いことが知られている $ ^{14} $ 、 $ ^{18} $ 。しかし、海水中での挙動は必ずしも明確となっていない。そこで、海面処分場にこれらの物質を投入したことを想定し、実際の焼却灰（主灰および飛灰）と土壌を人工海水および純水に投入して溶出試験（JIS K 0058-1）を実施した。実験に使用した試料を表-2.1.1、写真-2.1.1～2.1.8に示す。

## (2) ベントナイトによる吸着試験

変形追随性遮水材を用いた処分場では、主要な構成材であるベントナイトによるセシウムの吸着効果を期待することができると考えられる。そこで、ベントナイトのセシウム吸着特性を確認するために、人工海水および純水を用いてセシウムの吸着能力の確認実験を行った。実験条件をおよび試験状況を表-2.1.2、写真-2.1.9に、ベントナイトの種類と特性を表-2.1.3に示す。

表-2.1.1 実験試料

区分	名称	所在地	采取日	備考
土壤	土壤①	茨城県	2012/9/21
土壤②	排水溝付近
土壤③	排水溝付近底質
土壤F	福島県	2012/9/25
主灰	主灰T	栃木県	2012/9/7	固化処理物(タマカルク・生石灰)
主灰F	福島県	2012/9/25
飛灰	飛灰T	栃木県	2012/9/7	固化処理物(タマカルク・生石灰)
飛灰F	福島県	2012/9/25

#### 2.1.2 浸出水の放射性セシウム濃度の試算

溶出試験および吸着実験より得られた結果を用いて、変形追随性遮水材料を用いて遮水壁を構築した際の海水への溶出量、遮水材中でのベントナイトへの吸着量を考慮し、浸出水中の放射性セシウム濃度の試算を行った。なお、浸水水の放射性セシウム濃度は、公共水域の水質濃度基準（ $ 134Cs/60 + 137Cs/90 \leq 1 $ ）に適合することを目標とした。また、134Csの半減期2年に対し、137Csの半減期は30年と長いため、最終処分場からの浸出水濃度の試算としては137Csに着目して計算を行った。
写真-2.1.1 土壤 $ ^{①} $

写真-2.1.2 土壤 $ ^{②} $

写真-2.1.3 土壤 $ ^{③} $

写真-2.1.4 土壤 F

写真-2.1.5 主灰 T

写真-2.1.6 主灰 F

写真-2.1.7 飛灰 T

写真-2.1.8 飛灰 F

表-2.1.2 実験条件

項目	內容
Cs濃度	0.2mg/L、2mg/L、20mg/L
溶媒	純水、人工海水
容量	1L
ベントナイト添加量	10g
ベントナイトの種類	榛名、ワイオミング、テルゲル
攪拌条件	100rpm連続（ジャーテスター）
測定時間	1時間、3時間、9時間、24時間、48時間
室温	20℃

表-2.1.3 ベントナイトの種類と組成

項目	榛名	ワイオミング	テルゲル DL-2
SiO2%	68.7	73.8	79
Al2O3%	12.6	13.8	10.4
Fe2O3%	2.8	4.3	3.14
MgO%	2.1	1.6	0.86
CaO%	5.1	1.5	0.82
Na2O	2.6	1.7	0.6
K2O%	1.5	0.5	1.26
Ig.loss%	3.3	1.5	3.36
備考	Ca型	Na型、高膨潤性	Na型

### 2.2 放射性セシウムを含む廃棄物・土壌を対象とした海面処分場の遮水地盤材料の開発

#### 2.2.1 海成粘土にベントナイトを添加したときの透水係数の評価方法

海成粘土の難透水性は良く知られており、これは構造物施工時における地盤の安定性の評価においてよく問
題となる。しかしその性質は、処分場などで用いる遮水材として利用する場合には、大きな利点となりうる。また海成粘土は、粘土鉱物による陽イオン吸着性能をもち、先の東日本大震災において拡散された放射性セシウムに関しても吸着することが確認されている $ ^{18} $ 。これらの性質から、放射性セシウム汚染廃棄物(がれき、土壌、焼却灰など)の最終処分を行う管理型処分場で用いる、遮蔽遮水材料への適用が期待されている。そこで本研究では、スラリー状海成粘土の遮水性の検討を行うために標準圧密試験、吸着性を確認するために、安定セシウムを用いた振とう攪拌試験(バッチ試験)を行い、それぞれの性質について検討を行った。また、スラリー状海成粘土の遮水性向上および変形追随性が期待できるベントナイトを混合した試料に対しても同様の試験を行い、スラリー状海成粘土単体の結果と比較を行った。

## (1) 使用した試料、物性

本実験では、徳山港で採取された海成粘土(以下、徳山港粘土)を使用した。また、原料土に添加したベントナイトには、アメリカワイオミング州において採取されたベントナイト(以下、ベントナイト)を使用した。それぞれの試料の物性値を表-2.2.1に示す。スメクタイト系に属する、ベントナイトの主原料であるモンモリロナイトは、粘土鉱物の中でも粒径が小さく、非常に厚い吸着水層を有している。そのため、吸水膨張により粘土中の微細な間隙を充填し、さらに自由水減少により圧密係数 $ c_{v} $ を低下させる効果があることが明らかとなっている $ ^{9} $ 。このことから、透水係数を下げる効果が期待できる。

ベントナイト混合試料作成時のベントナイト混合量は、液性限界の1.5倍(含水比約165%)に調泥した徳山港粘土1m³に対し、それぞれ25kg、50kg、75kg、100kg、150kg混合するように設定した。表-2.2.2に、本実験で使用した試料の一覧を示す。

## (2) 遮水性および圧密特性の検討

海面廃棄物処分場のための遮水材料としては、海中において長期的に劣化しない自然材料であり、長期的に難透水性が向上していく（透水係数が低下する）性質を有し、さらに海域において安価かつ容易に入手できる粘土系地盤材料（浚渫粘土など）が第一に考えられる。国土交通省港湾局が監修した海面処分場遮水護岸の設計、施工、管理マニュアル $ ^{10)} $ によると、一般の管理型処分場のための粘性土の不透水性材料（難透水層）の条件は、「層厚0.5m以上、透水係数 $ k=1.0\times10^{-8}\ m/s $ 以下」とされているが、後に3.1で述べるように、本研究での遮水材料の必要要件は、層厚4.0mで透水係数 $ k=5.0\times10^{-10}\ m/s $ 以下となり、透水係数としては一般の廃棄物処分場の20分の1以下となった。

本研究ではまず、一般的な海成粘土試料と、遮水性向上が期待できるベントナイトを混合した試料の透水性について検討を行った。各試料に対して透水係数を算出するために行った段階載荷圧密試験の試験方法について説明する。

海成粘土およびベントナイト混合試料の遮水性の検討を行うために、段階載荷圧密試験を行った。ここで、

表-2.2.1 試料の物性値

海成粘土の透水係数を算出するには、直接的に透水係数の測定が行える変水位透水試験を行うことが望ましいが、管理型処分場における底面遮水層として利用する場合には遮水層の圧密特性も重要となることから、本実験においては、圧密特性を調査するとともに段階載荷圧密試験により求まる圧密係数 $ c_{v} $ と体積圧縮係数 $ m_{v} $ から透水係数を算出した。

実験では、ベントナイト混合・無混合いずれの場合においても、含水比160%程度に調泥し、ソイルミキサーにより30分程度練り返した試料を用いた。その後内径60mm、高さ20mmの圧密リングに直接試料を投入し、試料表面を成形後、4.9kN/m²から628kN/m²まで8段階の段階載荷を行

徳山港粘土	ベントナイト
土粒子密度 $ \rho_{s}(g/cm^{3}) $	2.616	2.898
液性限界 $ w_{L}(\%) $	110.6	510.6
塑性限界 $ w_{P}(\%) $	40.0	44.0
塑性指数 $ I_{P} $	70.6	466.6

表-2.2.2 使用した試料一覧

試料名	ベントナイト添加量 (kg/m³)	乾燥重量比
徳山港粘土	ベントナイト
T	0	-	-
T25	25	20	1
T50	50	10	1
T75	75	6.7	1
T100	100	5.0	1
T150	150	3.3	1
った。

通常、段階載荷圧密試験では予備圧密をして成形した試料を用いて試験を行うことが一般的であるが、本実験ではスラリー状態の試料を予備圧密せずに実験を開始している。遮水層を施工する際には、トレミー管圧送や水中での充填性などの面において施工しやすいように、遮水材料は加水し練返された状態であると考えられる。そのため、遮水層は常に正規圧密状態に置かれる状態になる。また、処分場の底面遮水層として利用する場合には、遮水層上部に1.0~2.0m程度の覆砂層を設けるが、その圧力はおよそ10kN/m²程度にしか満たないと考えられる。その圧力下においての圧密特性を把握するためには、この応力よりも小さい圧密圧力によって予備圧密を行う必要であるが、この程度の圧力において予備圧密した試料では成形が困難であった。そのため、本実験ではスラリー状の試料に対し、段階載荷一段階目を通常圧力の半分である4.9kN/m²から試験を行うことで、圧密圧力の比較的小さな段階での透水係数の検討を行った。

#### 2.2.2 遮水地盤材料のセシウム吸着性能の評価方法

放射性セシウム汚染廃棄物処分場で用いる遮水層の性能として、遮水性に次いで重要となるのが、放射性セシウムの吸着性である。遮水性(難透水性)のみで放射性セシウムが廃棄物処分場より浸出しないようにすることは理論上では可能である。仮に、10,000Bq/Lの放射性セシウムCs137(半減期30.17年)に汚染された水が処分場内に存在するとする。この汚染水が実用発電用原子炉の線量限度に準じて環境省が定めた排水濃度限度である90Bq/L以下になるまでにかかる期間はおよそ210年間となり、透水係数1.0×10^{-8}m/s程度、導水勾配1.0の場合、6.7mの底面遮水工を施せば処分場外への浸出水は規制値を下回る。しかし、汚染水の初期濃度が高くなるほど、動水勾配が大きくなるほど、必要な底面遮水工の層厚は厚くなり、立地面やコスト面において処分場建設が難しくなってしまう。このような背景もあり、遮水層の放射性セシウム吸着性能も重要な遮水材としての性能であると言える。ここで海成粘土は、一般的に粒子表面が負に電荷しており、さらには陽イオンを吸着して固定化するような骨格構造を持つ土粒子も存在する。この性質は難透水性と併せて、遮水材料として適した材料であると言える可能性がある。よって海成粘土のセシウム吸着性について検討を行った。本節では、海成粘土の放射性セシウム吸着特性を確認するために行った、安定セシウムCs133を用いた攪拌振とう試験(バッチ試験)の方法および圧密浸透試験によるセシウム吸着特性の評価方法について述べる。

## (1) 攪拌振とう試験によるセシウム吸着性能の評価方法

攪拌振とう試験(バッチ試験)では一般的に、所定量、所定濃度の供与液(今回の場合安定セシウム溶液)に吸着材(海成粘土、ベントナイト混合試料)を投入し、攪拌棒あるいは振とう台によって攪拌した後の供与液中の残留濃度から、吸着材への吸着量を算出する。本実験では、供与液の液量を0.2L、安定セシウムの初期濃度を10、30、50、80、100mg/L(parts per million ÷ mg/L)、吸着材の質量を20g(液固比10)とし、旋回振とうが可能な振とう台を用いてバッチ試験を行った。ここで、供与液は人工海水(1.03g/cm³)を用いて作成し、粘土中に含まれる海水も供与液量に含めている。また、吸着材の質量は乾燥時における質量であり、土中の塩分を差し引いた状態(土単体)の質量が20gとなるように調整している。また、攪拌振とう試験では、表-2.2.2に示したTからT150までの試料に加え、ベントナイト単体(B)についても試験を行った。バッチ試験の実験条件を表-2.2.3に示す。実験では、三角フラスコに乾燥重量(塩分を含まない粘土単体の質量)で20gとなるよう試料を投入し、そこに試料中の水分量を考慮して供与液が所定の濃度となるように供与液を投入した。その後、所定の時間振とう台により150rpmの旋回振とうを行った。振とうが終了した溶液は、3000rpmで20分間の遠心分離を行い、その上澄み液を採取した。そしてその上澄み液を原子吸光分析機により安定セシウム濃度を測定し、残留濃度と吸

表-2.2.3 攪拌振とう試験の条件

吸着材	T	T25	T50	T75	T100	T150	B
吸着材量(g)	20(乾燥时)
供与液濃度(ppm)	10	30	50	80	100
人工海水	1.03g/cm³, pH=8.0
着材への吸着量の関係を調査した。

原子吸光分析機(島津製作所 AA-6800)では、フレーム原子吸光法により濃度を測定した。吸光度と濃度の検量線は濃度が低い範囲内においては直線関係が成り立つが、濃度が高くなるに従い直線関係からはずれる。このため、標準溶液の濃度を1.0、2.5、5.0mg/Lの3種類に設定し、残留濃度が高くなりこの範囲内から外れる場合には希釈し測定を行った。バッチ試験では、50mg/L溶液を用いる場合には10倍希釈、80、100mg/Lの溶液を用いる場合には16倍希釈にして測定を行った。なお、この際に塩分濃度および酸濃度を全ての試料において均一となるように配慮し希釈を行った。

吸着性能は、供与液中の安定セシウム濃度が一定となるとき、つまりは濃度平衡状態において評価を行う。そこで振とう攪拌試験による吸着性能評価を行う前段階として、残留濃度および吸着量の経時変化を調査した。ここで、残留濃度は攪拌後供与液の濃度であり、吸着材1kgに対して吸着する量を表す吸着量S(mg/kg)は以下の式から与えられる。

$$ S=(c_{0}-c_{eq})\cdot\frac{V}{m} $$

ここに、 $ c_{0} $ は供与液の初期濃度(mg/L)、 $ c_{eq} $ は平衡時における供与液濃度(mg/L)、V は供与液の体積(L)、m は吸着材の質量(kg)である。

図-2.2.1 吸着量と残留濃度の時間変化

残留濃度および吸着量の経時変化を調査するために用いた吸着材量は乾燥質量20g(液固比10)の徳山港粘土で、攪拌時間を0.5、1.0、3.0、6.0、24時間の5段階に設定した。図-2.2.1に残留濃度と吸着量の経時変化を示す。これらを見ると、初期濃度10mg/L、30mg/Lのどちらにおいても、攪拌開始0.5hr後の段階で急激に濃度が低下しており、その後24時間攪拌しても濃度はほとんど変化していないことが分かる。また、全体を通して多少のばらつきが確認できるが、これは原子吸光試験機による吸光度の測定誤差であると考えられる。この結果より、粘土は安定セシウムを攪拌後ただちに吸着する材料であるとみなし、以下で示す振とう攪拌試験においては全てのケースにおいて振とう攪拌時間を1.0hrに統一して試験を行った。

## (2) 圧密通水試験による吸着性能の評価方法

遮水層を通過する際の放射性セシウム吸着特性は、(1)のバッチ試験の結果を直接用いることはできないと考えられる。浸透時における吸着性はバッチ試験と異なり、間隙水と土粒子表面が接触する面積は少なくなり、それに伴って性能としては低下すると考えられる。さらに、吸着は遮水層上層から起きるため、浸透時の濃度の評価を分配係数のみで比較することは難しいと考えられる。よって、安定セシウム Cs133 溶液を用いた圧密浸透試験(カラム試験)を行った。

### a. 圧密浸透試験で用いる安定セシウムの濃度設定

吸着性を評価するにあたり、実際に放射性セシウムを用いることが望ましいが、管理および濃度調節などの容易さから、安定セシウム溶液を用いることとした。そこでまず、想定している廃棄物の放射性セシウム濃度100,000Bq/kgに対して、安定セシウムがどの程度の比率で含有されているか検討を行った。安定セシウムの比率は、表-2.2.4で示した含有試験の結果から算出した。表-2.2.4では放射性セシウムの含有濃度のみを示しているが、これに加えて安定セシウムの含有濃度も調査している。ここで、ベクレルと質量の関係は以下の式で表される。
$$ W=\frac{B\cdot T_{\frac{1}{2}}\cdot M}{N_{_{A}}\log_{e}(2)} $$

ここで、Wは質量(g)、Bはベクレル(s⁻¹)、 $ T_{1/2} $ は半減期(s)、Mは質量数(g/mol)、 $ N_{A} $ はアボガドロ数( $ =6.022\times10^{23} $ )である。

この式より、放射線量を表すベクレルと質量には線形関係があることが分かる。放射性セシウム濃度が増加する場合には、安定セシウム濃度も同様の割合で増加すると仮定し、表-2.2.4に示した放射性セシウム濃度(Bq/kg)と放射性セシウム100,000Bq/kgの比率を安定セシウム濃度(mg/kg)に乗じることで、放射性セシウム100,000Bq/kgの際の安定セシウム濃度を簡易的に算出した。ここで、計算を行う際には放射性セシウムはすべてセシウム137であり、溶出率は放射性セシウム(3.1.2(1)に後述)と同様に10%であると仮定している。

計算結果を表-2.2.5に示す。これをみると主灰の安定セシウム濃度が他と比べて高くなっており、10mg/Lを超えるものがあるが、ほとんどの試料において10mg/Lを下回っていることが分かる。この結果から、100,000Bq/kgの廃棄物を処分する際には安定セシウム濃度は10から30mg/Lを下回る程度であると判断し、安定セシウム溶液10mg/Lおよび30mg/L程度の溶液を用いることが妥当であると判断した。

### b. 圧密浸透試験の方法

遮水層は覆砂による10から20kN/m²程度の圧密圧力が作用することが予想される。そこで圧密浸透試験では19.6kN/m²で圧密が完了している試料に対して、所定濃度の安定セシウム溶液(人工海水を用いて作成した。密度1.03g/cm³、pH8.0)を透水させた。排水された溶液を回収し、原子吸光分析機により安定セシウムの濃度を測定することで、試料の吸着性能の確認を行った。試験の概要図を図-2.2.2に示す。試験機は通常定ひずみ速度による圧密試験で用いる試験機(CRS試験機)を用いた。CRS試験機は、上面および下面に排水コック、排水バルブが接続されており、これらを閉じた状態で試験機内は密閉されている。そのため、試料内を通水させた溶液をもれなく回収することが可能である。圧密過程では2.2.1項で示した段階載荷圧密試験と同様に、含水比160%程度に調整した試料をスラリー状態で圧密リングに投入し、4.9、9.8、19.6kN/m²と段階的に圧密を行った。その後、log-t法により圧密の終了を確認次第、圧密過程を終了した。ここで圧密過程では、CRS試験機上部の

表-2.2.4 放射性セシウム量(Bq/kg)と安定セシウム量の含有濃度測定結果 (mg/kg)

区分	試料名	放射性セウム(Bq/kg)	安定セウム(mg/kg)
湿潤	乾燥	湿潤	乾燥
Cs134	Cs137	合計	Cs134	Cs137	合計	Cs133
土壤	土壤①	7100	12000	19100	15000	25000	40000	2.4	5.0
土壤②	3300	5300	8600	8000	13000	21000	1.8	4.3
土壤③	5600	9200	14800	11000	18000	29000	2.5	4.8
土壤F	18000	30000	48000	25000	41000	66000	3.0	4.2
主灰	主灰T	490	800	1290	700	1100	1800	0.53	0.8
主灰F	920	1600	2520	1370	2400	3770	0.67	1.0
飛灰	飛灰T	6700	11000	17700	8000	13000	21000	2.0	2.4
飛灰F	5500	9700	15200	5500	10000	15500	1.7	1.7

表-2.2.5 放射性セシウム量（Bq/kg）と安定セシウム量の計算値（mg/kg、溶出率10％と仮定）

試料名	セシウム含有量(乾燥時)	100000Bq/kgの廃棄物想定時
放射性Cs137(Bq/kg)	安定Cs133mg/kg	100,000Bq/kg/含有量	安定Cs133mg/kg	安定Cs133溶出濃度ppm(mg/L)
土壤底質	土壤①	25,000	5.00	4.0	20.0	4.5
土壤②	13,000	4.30	7.7	33.1	6.2
土壤③	18,000	4.80	5.6	26.7	5.0
土壤F	41,000	4.20	2.4	10.2	1.9
焼却灰(主灰)	主灰T	1,100	0.80	90.9	72.7	13.6
主灰F	2,400	1.00	41.7	41.7	7.8
飛灰	飛灰T	13,000	2.40	7.7	18.5	3.5
飛灰F	10,000	1.70	10.0	17.0	3.2
二重管式ビュレットと接続している部分は取り外して解放しており、19.6kN/m²の圧密が完了した際に再度接続する。そして、試験機上部の中をセシウム溶液で満たすため、排水バルブを開けた状態で二重管式ビュレットからセシウム溶液を流し込み、圧密による排水を十分流し出せるよう、排水バルブからセシウム溶液を十分流出させた後にバルブを閉じ、透水過程を開始した。また、透水時には載荷板にかかる揚压力により圧密圧力が減少してしまうため、揚压力を事前に測定し、その圧力分を圧密圧力に加算する形で圧密圧力19.6kN/m²とした。

ここで、圧密リングの高さについては、通常の圧密試験で用いられる高さ 20mm のものではなく、その半分の高さ 10mm で実験を行った。

図-2.2.2 压密透水試験機

本実験では、透水係数の低い試料 $ 1.0\times10^{-9}m/s $ 程度)に対して透水を行う。さらにその通水量については後述するが、300mL 程度を通水させた。したがって、供試体高さが20mm 程度の高さであっても実験に莫大な時間がかかることが予想されたため、リング高さを半分とすることで、圧密および透水にかかる時間を1/4に短縮させた。また同様の理由で、透水時に作用させる浸透圧についても、実際の処分場の想定と同じ動水勾配1.0に設定することは不可能であると判断し、供試体上面に作用する水圧を、圧密圧力を超えない程度の圧力 $ 19.4kN/m^{2} $ 程度)で作用させることで試験時間を短縮させた。この水圧は二重管式ビュレットを用い、位置水頭と空気圧による圧力水頭の両方を与えて調整を行った。また、浸透が進むにつれて位置水頭が低下するため、CRS試験機(試料上面側)に取り付けた間隙水圧計による測定値をもとに随時空気圧を調整した。

#### 2.2.3 荷重調整のため製鋼スラグを添加した遮水地盤材料の性能に関する検討方法

放射性セシウムを含んだ災害廃棄物、除染廃棄物を対象とした海面処分場が従来の廃棄物海面処分場と異なる点として、廃棄物の埋立による余水が発生しないようにする。具体的にはあらかじめ処分場内の水位を低下させた上で廃棄物を投入することがあげられる。

内外水位差によって遮水層に大きな揚压力が作用する。このため遮水層の上にはカウンターウェイトとしての機能を有する保護土層を敷設する必要があるが、保護土層が厚くなると処分場の容量が減少するので、遮水層は透水係数が低く、セシウムに対する吸着性を有するとともに単位重量が大きいことが望ましい。渡部らは透水係数の低い粘土に砂を混合する一連の実験を行い、砂分混合率がある範囲内であれば透水係数は低いまま変化しないことを報告している $ ^{8} $ 。本研究では海成粘土に透水係数を低下させるためにベントナイトを混合し、さらに荷重調整材として単位重量の大きい製鋼スラグ $ ^{9} $ を混合した材料の遮水性能とセシウムに対する吸着性能を室内

表-2.2.6 用いた試料の物性値

試料	徳山港粘土	ワイオミング産ベントナイト	製鋼スラグ
土粒子密度 $ \rho_{s}[g/cm^{3}] $	2.616	2.898	3.14
液性限界 $ w_{L}[\%] $	110.6	510.6	-
塑性限界 $ w_{P}[\%] $	40.0	44.0	-
塑性指数 $ I_{P} $	70.6	466.6	-

表-2.2.7 配合パターン（製鋼スラグを添加した遮水地盤地盤材料の検討）

試料名	製鋼スラグ(粘土の乾燥質量に対する体積比)	ベントナイト添加量(粘土スラグ-1m³あたり)
T0	無添加	無添加
T25	25kg/m³
T50	50kg/m³
T75	75kg/m³
T100	100kg/m³
T150	150kg/m³
T0S93	93%	無添加
T0S50	50%	無添加
T25S50	25kg/m³
T50S50	50kg/m³
T0S25	25%	無添加
T50S25	50kg/m³
実験により検討した。

本研究では海成粘土として徳山港粘土、ベントナイトとしてワイオミング産ベントナイト（以後、ベントナイト）、製鋼スラグを用いた。表-2.2.6にそれぞれの物性値を示す。製鋼スラグについては、0.85～2mmに粒度調整し、水洗いを行って細粒分を十分に除去したものを用いた。表-2.2.7に本研究で用いた供試体の配合パターンを示す。表-2.2.7のベントナイト添加量とは液性限界の1.5倍の含水比の徳山港1m³に対する添加量である。また、製鋼スラグの体積比とは粘土粒子（ベントナイト粒子も含む）体積に対する乾燥体積比である。

遮水性能の検討については、段階載荷圧密試験を実施し、試験からも求まる透水係数から評価した。まず、それぞれの供試体の含水比を液性限界の1.5倍程度に調泥した。その後、直径60mm、高さ20mmの圧密リングにスラリー状の供試体を充填した。載荷応力については、応力増分比 $ \Delta p/p=1 $ で、圧密応力4.9~627.2kPaの計8段階の段階載荷を行った。また、透水係数 $ k(\mathrm{m}/\mathrm{s}) $ については式(2.2.3)を用いて算出した。

$$ k=c_{\mathrm{v}}\cdot m_{\mathrm{v}}\cdot\gamma_{\mathrm{w}} $$

ここで $ c_{v} $ は圧密係数 $ (\mathrm{m}^{2}/\mathrm{s}) $ 、 $ m_{v} $ は体積圧縮係数 $ (\mathrm{m}^{2}/\mathrm{kN}) $ 、 $ \gamma_{w} $ は水の単位重量 $ (\mathrm{kN}/\mathrm{m}^{3}) $ である。

##### 2.2.4. 遮水地盤材料に発生するせん断変形が透水係数に及ぼす影響の検討方法

海面廃棄物処分場が波浪、地震動などの外力や地盤沈下等を受けた場合、遮水層に大きな変形あるいはすべり面を生じることが考えられる。図-2.2.3は、本研究が考える海面処分場のモデルに、東北地方太平洋沖地震の小名浜港と石巻港で観測された地震動を作用させたときの底面遮水層および側面遮水層における遮水地盤材料に発生するせん断ひずみの計算値を示している（計算の方法および入力データの設定については後述の3.5.3項を参照）。図のように側面遮水層の付近には最大で11.4%のせん断ひずみが発生している。以上の解析結果より遮水層に10%程度のひずみが発生したときの透水係数への影響を実験的に検討する。具体的には、海成粘土とベントナイトおよび製鋼スラグを混合した遮水地盤材料に三軸試験機で圧縮変形を与えたのちに透水試験を行い、透水係数の変化を実験的に検討した。

図-2.2.3 東北地方太平洋沖地震の地震動において海面処分場の遮水層に発生するせん断ひずみの計算値（数値シミュレーション結果）
用いた材料は、海成粘土（徳山港粘土）、ベントナイト、製鋼スラグを混合した遮水地盤材料である。表-2.2.8にそれぞれの材料の配合条件と試料名を示した。試料名は表-2.2.7における名称と同じである。

せん断変形と透水試験は三軸圧縮試験を用いて実施した。写真-2.2.1に三軸圧縮試験の実施状況を、図-2.2.4に三軸圧縮試験機の模式図を示す。供試体寸法は直径50mm、高さ50mmとした。予備圧密し、トリミングした粘土供試体を三軸圧縮試験機に設置し、セル圧を20kPaから100kPaまで20kPaごとに上げていき、それと同時に背圧を10kPaから90kPaまで20kPaごとに上げた。その後、供試体を完全に飽和させるために背圧のコックを開放したまま二時間放置した。その後、軸力とセル圧を上げながら計五段階の $ K_{0} $ 圧密を行った。その後、供試体に0%から10%まで2%ごとのひずみを与え、供試体上下面に50cmの水頭差を与えながらそれぞれの段階での透水係数を測定した。

表-2.2.8 徳山港粘土とベントナイトおよび製鋼スラグの配合条件

試料名	製鋼スラグ
(乾燥粘土粒子に対する体積率)	ベントナイト (徳山港粘土スラリー1m³
あたりの添加量)
T0S50	50%	なし
T50S50	50%	50kg/m³
T0S25	25%	なし
T50S25	25%	50kg/m³
T0	0%	なし

写真-2.2.1 三軸試験による変水位透水試験実施状況

図-2.2.4 三軸試験機の構成

### 2.3 ベントナイト混合土の遮水性能メカニズムの研究方法

浚渫した自然堆積粘土とベントナイト混合土の遮水性能向上のメカニズムを調べるために、遮水材を模擬した供試体に対し、段階載荷圧密試験、定ひずみ速度載荷圧密試験（以下、定ひずみ圧密試験）、走査型電子顕微鏡（JSM-5900LV、以下 SEM と記述）による土骨格微視構造の観察、ならびに水銀圧入式ポロシメータ（マイクロメリティクス社:AutoporeⅢ9400）による土骨格の間隙構造の定量化方法の検討を行った。一連の試験結果を通じて、浚渫粘土とベントナイトの混合土を遮水材として適用する場合の基本特性となる圧密特性と透水特性について検討を行った。

試料として、粘土は山口県徳山港の浚渫粘土 $ \left(\rho_{\mathrm{s}}=2.668\mathrm{g}/\mathrm{cm}^{3}, w_{\mathrm{L}}=105.3\%, w_{\mathrm{P}}=36.3\%, I_{\mathrm{P}}=69.0\right) $ 、砂は相馬珪砂5号 $ \left(\rho_{\mathrm{s}}=2.667\mathrm{g}/\mathrm{cm}^{3}, D_{50}=0.352\mathrm{mm}, U_{\mathrm{c}}=1.44\right) $ 、ベントナイトは榛名産ベントナイトとワイオミング産ベントナイトを用いた。表-2.3.1に本検討での配合表と物理特性を示す。表より、ベントナイトを添加することで液性限界・塑性限界が増加すること、また、その傾向はワイオミング産ベントナイトの方が顕著であることが確認できる。
表-2.3.1 試料一覧

試験名	德山港粘土	相馬珪砂	ベントナイ添加量(kg/m³)	土粒子密度	液性限界	塑性限界
乾燥質量比(%)	ρs(g/cm³)	wL(%)	wP(%)
Case1	100	0	無	0	2.635	108.1	38.4
Case2	50	50	0	2.616	52.4	24.6
Case3	100	0	椛名産	50	2.609	108.8	37.4
Case4	100	0	75	2.612	110.0	38.1
Case5	100	0	100	2.608	111.8	39.2
Case6	50	50	50	2.622	55.1	23.7
Case7	50	50	75	2.614	57.3	24.6
Case8	50	50	100	2.606	59.4	25.0
Case9	100	0	ワイオミング産	50	2.621	124.3	42.2
Case10	100	0	75	2.603	133.6	44.6
Case11	100	0	100	2.594	140.5	46.2
Case12	50	50	50	2.613	63.2	27.2
Case13	50	50	75	2.612	71.3	28.0
Case14	50	50	100	2.611	78.8	30.8
Case15	50	50	椛名産	50	2.606	50.2	23.5
Case16	40	60	50	2.609	41.8	21.4
Case17	30	70	50	2.612	32.7	18.4
Case18	20	80	50	2.622	N.P.	N.P.
Case19	10	90	50	2.633	N.P.	N.P.

供試体は予圧密法により作製した。まず、粘土試料を0.425mmのふるいを通過させた後、液性限界の1.5倍に含水比を調整し、配合表に基づき砂と混合した。さらに、混合土に対して所定量のベントナイトを添加し、十分に練り混ぜた。また、予圧密の方法は、混合土を直径20cm、高さ50cmの予圧密容器に入れて、圧密圧力10kPaで1日載荷した後、20kPaで一次圧密終了まで圧密することとした。3t法により圧密終了を確認した後、試料を取り出し、直径6cm、高さ2cmの圧密試験用供試体に形成した。

本検討では、一部試料において通常の段階載荷圧密試験の他に透水係数 k を調べるために、透水試験を併用した段階載荷圧密試験を行った。この透水試験は、圧密水浸容器を越流水槽として、圧密容器の底板に接続したスタンドパイプから脱気水を通水し、水位の降下量と経過時間を測定して透水係数を求めるもので、変水位試験に相当する。測定は、各載荷段階の22時間〜24時間までの2時間とした。また、水頭差は、圧密圧力9.8kPa までは40cm とし、19.6kPa 以降は混合土の透水性に応じて70cm〜100cm とした。なお、段階載荷圧密試験は、JIS A 1217:2009 に準拠して圧密圧力4.9kPa〜628kPa の範囲で実施した。一方、定ひずみ圧密試験は、JIS A 1227:2009 に準拠して行った。背圧を100kPa として圧密圧力628kPa まで載荷。ひずみ速度は砂分含有率70% 以下では0.02%/min、砂分含有率80%以上は0.1%/min とした。

### 2.4 災害廃棄物、底質土、除染発生土の放射能特性の調査と被曝線量評価の方法

放射線環境と周辺環境の安全モニタリングシステムのための技術開発として以下の項目について研究を進めてきた。

1) 大気中のダストサンプリングと大気中放射能濃度計測技術の開発

2) 放射能で汚染された土壌の放射能計測技術の開発

3) 河川水と底質土の放射能の計測技術の開発

4) 放射性物質の汚染土壌から動・植物への移行に関するデータに関するデータ収集

福島県南相馬市において、稲やカエルなどの試料を収集し放射性物質、主に放射性 Cs の移行に関するデ
一夕を収集した。

5) 汚染土壤に伴う β 線空間線量率の評価

6) NaI を用いた汚染濃度モニタリング手法の開発

### 2.5 海面処分場の巨大地震と津波に対する安全性能および廃棄物埋立て工法の検討方法

#### 2.5.1 巨大地震の地震動が作用したときの遮水構造の安全性の検討方法（遠心載荷模型実験）

本実験では、基本設計段階で想定された護岸の破壊形状（地盤の支持力不足によるすべり、ケーソンの滑動）および護岸背後の裏込めの挙動を遠心載荷模型実験により照査した。

## (1) 実験対象

実験対象モデルは海面処分場護岸である。護岸は重力式護岸（ケーソン）と鋼管矢板の二重締切り内部に難透水性土質系遮水材を充填した遮水工からなる。模型の縮尺は想定した実物の1/100とした。護岸断面と実験対象範囲を図-2.5.1に示す。

## (2) 実験土槽

実験土槽は幅 60cm、高さ 40cm、奥行 20cm の箱型鋼製枠とし、水平加速度を作用させるため電動式の傾斜台上に設置した。

## (3) 模型作製

模型断面および計測機器配置を図-2.5.2に示す。本実験では護岸の変形特性に着目するため、砂層および捨石層は液状化しない地盤とし、それぞれ飯豊6号硅砂と鹿島3B硅砂をDr=80%程度と十分に締め固めた。また、裏込め層は鹿島3B硅砂を用いた相対密度60%の地盤とした。砂層、捨石層、裏込め層の作製には空中落下法を適用し、注水は最後に行った。

遮水層には難透水性土質系遮水材 $ ^{1)} $ と同程度のせん断強さを有する海成粘土(ベーンせん断強さ $ \tau=2.0kN/m^{2} $ 、含水比 w=85%)を元規模に応用。ケーソンはモルタル製（幅 $ 12cm\times $ 高さ $ 15cm\times $ 奥行 $ 19cm $ ）である。遮水矢板はジュラルミン製とし、その設置方法による変形への影響を極力低減するために、矢板下端はヒンジを用いたピン構造として土槽底版に設置した。模型に用いた材料と密度を表-2.511 と表-2.511 で示す。控え振揮1m 矢板1を考慮せず

図-2.5.1 遮水護岸設計断面
図-2.5.2 模型断面 (CASE4)

表-2.5.1 模型に用いた材料と密度

適用箇所	材料	密度 $ \rho_{t} $ (g/cm $ ^{3} $ )
砂層	飯豊 6 号珪砂	1.537
捨石層	鹿島 3B 珪砂	1.583
裏込め層	鹿島 3B 珪砂	1.583
遮水層	海成粘土	1.517
ケーソン	モルタル	2.194

本実験では裏込め層幅が護岸の変形特性に与える影響を確認するため、以下の5ケースを実施した。

ケース1：矢板とケーソンの間にタイロッドを設置。滑動抑止杭の設置。ケーソンと矢板の間隔は15m。

ケース2：タイロッド無し。滑動抑止杭の設置。ケーソンと遮水矢板の間隔は15m。

ケース3：タイロッド無し。滑動抑止杭なし。ケーソンと遮水矢板の間隔は15m。

ケース4：タイロッド無し。滑動抑止杭なし。ケーソンと遮水矢板の間隔は21m。

ケース 5：タイロッド無し。滑動抑止杭なし。ケーソンと遮水矢板の間隔は 15m。被覆ブロック、根固め方塊をケーソンの前面に設定。緩勾配のマウンド形状。

ケース 1 とケース 3 より矢板とケーソンの間のタイロッドで結ぶことの効果を確認する。ケース 2 とケース 3 ではケーソン前趾の滑動抑止杭の効果、ケース 3 とケース 4 よりケーソンと遮水矢板の間隔が護岸破壊時の矢板の変形に及ぼす影響、ケース 3 とケース 5 より矢板前面の工夫によるマウンド支持力向上策の効果を検討する

実験には五洋建設(株)技術研究所の遠心載荷模型実験装置を使用した。図-2.5.3(a)に装置の全景を示す。実験土槽を回転アーム先端部に設置した傾斜台の上に載せ、そのアームを回転させることにより土槽内に遠心加速度を与えることで、実物と等価な応力状態を再現する。これに加え、実物と等価な応力状態で傾斜台（図-2.5.3(b)）を傾斜させることで見かけの地震慣性力を模型に作用させ、護岸の破壊形状および矢板周辺の裏込めの挙動を確認した。

図-2.5.3(a) 遠心載荷裝置

図-2.5.3(b) 模型の傾斜台
#### 2.5.2 巨大地震の地震動が作用したときの護岸構造の安全性の検討方法（水中振動台実験）

放射性セシウムを含む廃棄物を対象とする護岸は長期間にわたり遮蔽・遮水性能を有する必要があるため、近年発生が懸念される巨大地震時における本護岸の挙動、健全性および被災メカニズムを水中振動台を用いた模型実験にて確認した。また、本護岸は鋼管矢板と土質系遮水材により構成される遮水壁構造をケーソン背後に備えた特徴的な構造であるので、港湾・沿岸構造物の動的解析手法として一般に用いられている数値解析プログラムFLIPの適用性について検討した。

## (1) 実験施設

五洋建設棟技術研究所における大型水中振動台を用いた。写真-2.5.1 および図-2.5.4 に大型水中振動台の写真と振動台の模式図をそれぞれ示す。表-2.5.2 に水中振動台の仕様をまとめているが、模型土層を載せるテーブルは直径 5.5m で定格 20 トン、最大 60 トンまで登載可能である。

写真-2.5.1 大型水中振動台

図-2.5.4 振動台模式図

表-2.5.2 水中振動台仕様

項目	內容
テーブル、積載重量	$ \phi $ 5.5m（世界最大級）、定格20t、最大60t
水層、最大水深	15m×15m、最大2m、注水約2時間（450t）
次元、自由度	3次元、6自由度
基礎構造	空気バネ、浮き基礎構造（周辺への振動低減）
性能	X	Y	Z
変位：200mm
$ \theta $ x：1度
加速度：2G	変位：300mm
$ \theta $ x：1度
加速度：1G	変位：100mm
$ \theta $ x：1度
加速度：1G
加振周波数	DC～70Hz

## (2) 模型土槽および相似測

本実験で用いた模型土槽を図-2.5.5に示す。護岸は重力式護岸(ケーソン)と鋼管矢板の二重締切り内に難透水性土質系遮水材を充填した遮水エからなり、模型の縮尺は想定した実物の1/20とした。実験土層は長さ4m、幅1.2m、高さ2mの箱型鋼製枠とし、水中振動台上に設置した。土槽の護岸前面側は開放し、背面側はエキスパンドメタルに不織布を貼り水の流入を可能にした。模型縮尺は1/20とした。表-2.5.3は護岸構造の各部における模型材料と材料の密度、強度および剛性である。

本実験では井合の相似則を用いた。項目ごとの相似比を表-2.5.4に示す。本実験では護岸の変形特性に着目
図-2.5.5 模型土槽

するため、原地盤層にあたる砂層を液状化しないよう $ D_{r}=90\% $ 程度に締め固めるとともに、間隙流体には水道水を用いた。各層の作製には空中落下法を適用した。遮水層には難透水性土質系遮水材と同程度のせん断強さを有する海成粘土(ベーンせん断強さ $ \tau=2.0kN/m^{2} $ 、含水比 w=85%)を充填した。ケーソンは鋼製枠であり、底面には摩擦増大マットと摩擦係数 ( $ \mu=0.75 $ ) が等しいゴム板を敷設した。遮水矢板は剛性を等価とした鋼板とし、その下端はヒンジを用いたピン構造として土槽底版に設置した。被覆ブロックおよび根固方塊はモルタル製である。

表-2.5.3 模型材料の諸元

各部の構成と模型材料	密度、強度および剛性
ケーソン（鉄、珪砂）	γ=1.73 gf/cm³
根固め方塊（モルタル）	γ=2.08 gf/cm³
被覆ブロック（モルタル）	γ=1.30 gf/cm³
捨石マウント（碎石4号）	γ=1.51 gf/cm³、φ=35°
裏込め（碎石6号）	γ=1.47 gf/cm³、φ=35°
廃棄物（碎石7号）	γ=1.41 gf/cm³、φ=35°
遮水地盤材料（徳山港粘土）	γ=1.52 gf/cm³、含水比77%°
非液状化層（飯豊珪砂6号）	γ=1.68 gf/cm³、φ=40°
鋼管矢板裏込め側（鋼板）	EI=22.84 kNm²
鋼管矢板廃棄物側（鋼板）	EI=29.36 kNm²

表-2.5.4 井合の相似測

項目	相似比
長さ	$ \lambda=20.0 $
密度	1.00=1.00
時間	$ \lambda^{0.75}=9.46 $
応力	$ \lambda=20.0 $
変位	$ \lambda^{1.5}=89.4 $
加速度	1.00=1.00

## (3) 実験ケース

入力波形は、2011年の東北地方太平洋沖地震によって観測された地震動を用いて以下のように設定した。な
お、実験における入力波形はいずれも井合の相似則（表-2.5.4）に従い時間軸を1/9.46に圧縮し加震した。

1) ケース 1：レベル 1 地震動（再現期間 100 年程度で発生する地震。社会基盤施設はこの地震に対して機能が完全に維持されるように設計する必要がある。）に相当する地震動を考え、ここではケース 2 のレベル 2 地震動の 200/1500 に低減した地震動（200gal）とした。本ケースの目的は地震動に対する模型の応答を確認することである。

2) ケース 2：レベル 2 地震動（立地地点において起こりうる最大規模の地震。通常の社会基盤施設においては、機能の低下はあってもよいが倒壊・崩壊せず補修後に機能を回復できるように設計する必要がある。ただし、本研究ではレベル 2 地震に対しても遮水機能の低下は全くないことを目標としている。）として東日本大震災において小名浜港で観測された zone1 南北方向の加速度を用いた。最大加速度は 1500gal であり、大きい加速度に対する耐震性の確認を目的とする。

3) ケース 3：レベル 2 地震動として東日本大震災において仙台塩釜港で観測された東西方向の加速度を用いた。地震の継続時間が非常に長い場合の耐震性の確認を目的とする。

4) ケース 4: レベル 2 地震動として東日本大震災において石巻港で観測された南北方向の加速度を用いた。地震動の卓越周期が 0.4～0.6Hz のときの地震動であり、卓越周期が構造物の固有周期に近い場合の耐震性の確認を目的とする。

5) ケース 5：破壊メカニズムを確認するため、最大加速度 200gal、周期 0.5Hz の振動 20 波を加えた。レベル 2 地震動として東日本大震災において小名浜港で観測された zone1 南北方向の加速度を用いた。

6) ケース 6：破壊メカニズムを確認するため、最大加速度 500gal、周期 0.5Hz の振動 20 波を加えた。レベル 2 地震動として東日本大震災において小名浜港で観測された zone1 南北方向の加速度を用いた。なお、いずれのケースでも加震前にパルス波（150gal）を与え伝達関数と計器を確認した。実験に用いた地震動（入力波）を加振ケース順に図-2.5.6(a)～(f)に示す。

図-2.5.6(a) ケース1 波形は小名浜港で最大200Gal
図-2.5.6(b) ケース2 波形は小名浜港で最大1、500Gal

図-2.5.6(c) ケース3 仙台塩釜港

図-2.5.6(d) ケース4 石巻港
図-2.5.6(e) ケース 5 正弦波 200Gal

図-2.5.6(f) ケース6 正弦波 500Gal

#### 2.5.3 巨大地震による津波が作用したときの海面処分場の安全性に関する検討方法

本処分場の超長期にわたる供用期間において、巨大津波の襲来によって汚染土の流出が懸念される。そのため、津波減勢エにより覆土（埋立箇所）上の流速・流量を低減する必要がある。そこで、数値シミュレーションによって、現在想定されるL1津波（東海地震）およびL2津波（南海トラフ巨大地震）を用いた非線形長波解析結果から減勢エの仕様を決定し、その効果（流速および流量の低減）をCadmas-Surf/2Dによる解析で定量的に検討した。

なお、本解析を行うためには海面処分場の立地地点周辺の海底地盤など地形的な条件、波浪特性が必要となる。また、汚染土を扱う本処分場の設置にあたっては、近年発生が想定されるL1津波（東海地震）およびL2津波（南海トラフ巨大地震）を対象とした数値シミュレーションが安全性の検討のうえで好ましい。ここでは、護岸構造および埋立地盤に対する津波の影響がもっとも厳しいと考えられる地点を選定して安全性を検討する必要があると考え、仮に急峻な海底勾配のため津波高の増幅が推定される駿河湾に面した静岡県大井川港沖の条件を用いることとした。

## (1) 検討フロー

本テーマの検討フローを図-2.5.7に示す。L1津波（東海地震）およびL2津波（南海トラフ巨大地震）に対して、その震源から処分場周辺までの大領域における津波の伝播を非線形長波解析に了解き、処分場における浸水の有無を確認する。ここで浸水が確認される場合には、処分場における津波の越流、遡上の状況を数値波動水槽（Cadmas-surf/2D）にて確認する。津波減勢エは非線形長波解析の結果からその仕様を仮定し、その効果をCadmas-surf/2D解析にて定量的に確認し、その仕様を決定する。
図-2.5.7 津波浸水解析フロー

なお、国土交通省が定めるところの L1 津波とは、海岸保全施設等により津波の内陸への侵入を防ぐ上で想定する津波である。L2 津波（最大クラスの津波）に比べてその発生頻度は高く、津波高は低いものの大きな被害をもたらす津波である。

## (2) 非線形長波解析（津波浸水解析）

津波浸水シミュレーションは、非線形長波理論（浅水理論）によることを基本とし、地震の断層モデルから計算された津波の発生プロセスを踏まえた初期水位のもとで

①外洋から沿岸への津波の伝播・到達

②沿岸から陸上への津波の遡上

の一連の過程を連続して数値計算するものである。これを用いることで

・最大浸水区域・最大浸水時の水深

· 最高水位 · 最大流速

・地震発生から津波が沿岸に到達するまでの時間

等々を求めることができる。

非線形長波解析にて検討する4ケースを表-2.5.5に示す。

表-2.5.5 検討ケース

Case	対象津波	対象地震	地形領域数	護岸	抽出諸量	備考
1	レベル1	東海地震	5	なし (進行波)	護岸前面水位	妥当性の検証
2	5	あり	護岸前面水位、津波減勢工位置の流速、護岸パラペット (護岸上部の壁体) の越流量、消波プロック位置の流速
3	レベル2	南海トラフ	6	なし (進行波)	護岸前面水位	妥当性の検証
4	6	護岸前面水位、津波減勢工位置の流速、護岸パラペットの越流量消波プロック位置の流速

L1 津波は静岡第三次想定、L2 津波は中央防災会議にて設定されている条件（表-2.5.5、図-2.5.8、図-2.5.9）と同等とした。
150 表-2.5.6 计算条件

L1津波	L2津波
断層モデル	石橋モデル	ケース⑥：駿河湾～紀伊半島沖に「大すべり域+（超大すべり域、分岐断層）」
潮位	T.P.+1,00m	T.P.+0.81m
対象領域	ネスティング最終領域が駿河海岸を含む領域	L1津波と同様

図-2.5.8(a) 初期水位分布 石橋モデル（L1津波）

図-2.5.8(b) 初期水位分布 中央防災会議ケース⑥（L2津波）

(平成24年10月)に基づき計算条件を設定している.

図-2.5.9 計算領域(L1、L2 共通)
図-2.5.10 解析結果出力位置（左：L1津波 右：L1津波）

## (3) 数值波動水槽 Cadmas-Surf/2D による解析

数値波動水槽（Cadnas-surf）は流体の基礎方程式であるナビエ・ストークス方程式を数値的に解くものであり、その計算手法は VOF 法という自由表面の処理法に基づいている。これにより、波の複雑な現象（砕波等）の数値シミュレーションを行うことができる。数値波動水槽は従来の断面2次元造波水槽の模型実験に代わる手法であり、水位や流速、加速度や圧力を計算で求めることができる。過去の適用事例には、波の遡上計算、リーフによる波の変形計算、斜面上の砕波を伴う波の伝播、重力式護岸（ケーソン）等の港湾構造物への波力、越波量の計算などがある。

図-2.5.11 断面2次元造波水槽（左）と Cadmas-surf/2D（右）

Cadmas-Surf/2D で検討する 3 ケースを表-2.5.7 に示す。計算対象領域全体を図-2.5.12 に示す。入射方法に造波ソースを用い、岸側と沖側の両境界にエネルギー減衰帯を配置するとともに、両境界を開境界に設定した。

表-2.5.7 検討ケース

CASE	対象津波	対象地震	地形	護岸	減勢工	盛土	抽出諸量	抽出点	備考
CS1	レベル2	南海トラフ巨大地震	設計断面	あり	なし	なし	・消波プロック位置の流速・護岸パラパラ越流量・ケーリ直上の流速・流量・覆土上の流速・流量	P1P2P3P4	妥当性の検証
CS2	設計断面	あり	あり	なし	CASE-CS1と同様	CASE-CS1と同様	減勢工の効果検証
CS3	設計断面+覆土嵩上	あり	あり	あり	CASE-CS1と同様	CASE-1CSと同様	減勢工+盛土の効果検証
図-2.5.12 計算対象領域全体

表-2.5.8 计算条件

1	計算期間	600 秒
2	入射津波高	L2 津波の非線形長波解析結果を使用
3	潮位	T.P.+0.81m
4	水深	一律 14.0m（+潮位=14.81m）
5	入射方向	汀線と平行方向に処分場短辺側から入射
6	沖側岸側境界条件	透過境界
7	透過層抗力	Dupit-Forchheimer 則

表-2.5.9 透過構造物パラメータ

消波ブロック	捨石マウンド	被覆ブロック	減勢工
空隙率	X	0.50	0.46	0.18	0.37
Z	0.50	0.46	0.42	0.17
V	0.50	0.46	0.62	0.62
径(m)	2.71	0.51	1.21	0.62
D-F則	α	2、100	1、500	800	800
β	2.2	3.6	1.4	1.4

## (3) 解析モデル

CASE-1、2、3の全体モデルのうち処分場箇所のモデルを図-2.5.13に示す.

図-2.5.13 解析モデル