長野工業高等専門学校紀要 ・第20号(1989) 139
低拘束圧条件での粘性土の非排水せん断特性
常 田 亮 亀 井 健 史 小 川 正 二 高 木 広 道
U N D R A I N E D S H E A R C H A R A C T E R I S T I C S O F C O H E S I V E
S O I L S A T L O W C O N F I N I N G P R E S S U R E S
Makoto TOKIDA Takeshi KAMEI Shoji OGAWA and Hiromichi TAKAGI
In ordertoinvestigatetheundrainedshearcllaraCteristicsofcohesivesoilsat low confiningpressures,fourdifferenttypesofisotropicallyconsolidatedundrained triaxialcompressionandextension testswereperformedontwosoils.Asaconse・
quence,linearcorrelationsbetween themodulusofdeformationsandtheconfining presstlreSWereObtained.Ⅰnaddition,theundrainedshearstrengthobtainedatlow confiningpressurewaslargerthanthatobtainedathighconfiningpressures.
1.は じ め に
‑.粘性土地盤上に盛土を構築 した り地盤を掘削した場合,原位置でせん断破壊が発生すると 思われる深さ,すなわちすべ り面の発生する深さは比較的浅いことが知 られている. これに 対 して二頃甲粘性土̲9強度̲・変形特性旦t,1・0kgf/cn2以上 の 拘束圧のもとで検討 されるこ とが多い. しかし,1.Okgf/cn2以上の拘束圧で求めた粘性土の強度 ・変形特性を,低拘束圧
下の粘性土地盤の安全性の検討に用いるのには,実地盤の強度 ・変形特性を過小評価する可 能性があると指摘されている.そのため,低拘束圧条件における粘性土の強度 ・変形特性を 解明することは,工学的に重要な問題 と考え られる.低拘束圧条件での粘性土の強度 ・変形 特性に関する研究 としては,清水1)・2)が過圧密粘性土 の低拘束圧下における破壊条件 とその メカニズムの解明及びダイレイタンシー挙動の解明を試みている.また,書武 ・鬼塚3)紘, 撹乱及び不撹乱状態のマサ土を用いて低拘束圧領域 と通常の応力領域における一両せん断試 験を行い,双方の応力領域におけるせん断特性の関連性 と相違点について検討を加えている.
一方,変形係数に関 しては, 非排水せん断強度 (cu)とE50の比 E50/cuが一般 の粘土では はば同値でせん断速度に無関係であ り4), 自然地盤における拘束圧 と割線係数(E)の関連性を 検討 した結果,Eの値はせん断直前の有効応力にほぼ比例する5)とい う報告例がある.また 奥村6)は,有効応力の値を主限 とした乱れの問題 より,試料に乱れを与えた場合,濁‡度の減
* 昭和63年度第23回土質工学研究発表会で一部発表
** 土木工学科講師
***・基礎地盤コンサ ル タソツ (株)
*叫* 長岡技術科学大学工学部建設系
*5 東亜建設工業 (秩) 一原稿受付 平成元年9月25日
少は1桁であるのに対 して, E 50の減少は3桁であると報告 している. さらに,竹中7)は高 塑性の海成粘土の不撹乱試料を用いて実験を行い, 初期変形係数 と一cuの関係を定量的に 求めている.大河内 ・斉藤8)は,多 くの粘性土について三軸試験を実施 し変形係数の拘束圧 依存性について検討を加え,変形係数 と拘束圧 の関係の定量化を試みている.さらにNaka・
Se and Kamei9)は, 粘性土の塑性指数に着 日し, 変形係数の異方性について検討を加え その工学的解釈について述べている.
以上の点を考慮 して本研究では,等方圧密 した陸成粘性土を用いて非排水三軸圧縮及び伸 張試験を行い,◆低拘束圧条件下の粘性土の強度 ・変形特性について検討を行った.
2.試料及び試験方法 211試 料
実験に用いた試料は,新潟県栃尾市大野地すべ り地の滑落崖 より採取 した大野土 と同県柏 崎市米山より採取 した米山土の2種類の陸成粘性土を,練 り返 して再圧密した ものである.
それぞれの試料の物理的性質を表‑ 1に示す.
練 り返 した試料の再圧密は,420/血
以下の粘性土に水を加えてスラリー状 に したものを内径30cm,高さ45cznのモ ール ドに入れて行った.両試料 とも圧 密圧35kPaで5日間圧密 した後に脱 型 した.脱型 した試料か ら6.5×6.5×
15cmの直方体を12本切 り出し,.ラップ に包みパラフィンでシール した後1週 間養生 したものを実験に用いた.三和 試験の供試体は直径5cm,高さ10cJnの 円柱形のものである.
212突放方法
Table 1 Indexpropertiesofsoilsamples Soilsample Yoneyamaclay1 0hnoclay
2.82 1 2.67 64.2 1 80.2 36.6 1 48.7 27.6 1 31.5 Sand(%) 42.5 1 18.0 Silt(%) 29.5 1 43.9 Clay(%) 28.0 1 38.1 実施 した三軸試験は,圧密条件を正規圧密 と過圧密の 2種類 とし,下記の、4種類の圧密非r 排水三軸試験を行った.
・clOcTEST:正規圧密非排水三軸圧縮試験
初期有効拘束圧 (q'C)で等方圧密 した後,非排水圧縮せん断試験を行った.
・eiOETEST:正娩圧密非排水三軸伸張試験 L
初期有効拘束圧(q'C)で等方圧密 した後,非排水伸張せん断試験を行った.
・eiFUcTEST:過圧密非排水三軸圧縮試験 ‑
初期有効拘束圧 (q'C)で等方圧密 した後,有効拘束圧を q'。‑50kPa まで低下させ 専方膨潤 し;●非排水圧縮せん断試験を行 3‑た.
・eiW UETEST:過圧密非排水三軸伸張試験
初期有効拘束圧 (qc')で等方圧密 した摸,有効拘束圧を q'。‑50kPaまで低下 させ 等方膨潤 し,非排水伸張せん断試験を行った.
ここで,初期有効拘束圧(q'C)は,過圧密比1,2,3及び4に対応させるために50kPa,
低拘束圧条件での粘性土の非排水せん断特性 141 100kPa,150kPa,200kPaの4種類 とした.また,間隙水圧は供試体の下端において測 定 した.三軸試験はすべてヒズ ミ制御で行い, ヒズ ミ速度は圧縮及び伸張試験 と も0.07%/
minとした.
‑3.実験結果及び考察 3‑1応カーひずみ関係 ・
図‑ 1(a),(b)は,正規圧密状態における大野土 と米山土の応力 と軸ひずみの関係を示 した ものである.I‑ここで,主応力差(q)は有効拘束圧 (q'C)で正規化 してある.
大野土の応カー軸ひずみ曲線 の初期勾配は,、せん断条件の違ノ "
いに関係な く有効拘束圧が小さ いはと大 きくな り, ピーク強度 1・○
も大 きくなる仮向を示 している (図‑ 1(a)). ま た 有効拘束圧 (0.'C)が150kPa及び200kPa の応カー軸ひずみ曲線は,せん ・? 断条件の違いによらずほ とんど ‑olB 一致 した挙動を示 している. さ
らに圧縮せん断を受けた場合, q/q'Cは軸ひずみが約5%まで 増加 し,それ以後はほとんど増
加せず一定値 となる.これに対 ̲,.0
して伸張せん断を受けた場合,
2.8
2.0
1.5
t.0
0.8 1I b
\ oO■
‑0.5
‑1.0
‑iJIJ
6eJ (〜 )81012日1818 0 2 4 8eJ (%8 10)12141818
q/q・Cは軸ひずみが8%か ら10Fig・1Typicalstress・axialstrainbehaviourinei百tests
%で ピークを生 じ以後低下す る傾向を示 している. このピーク時の軸ひずみは,有効拘束圧 が小さいほど大 きくなっている.一方,米山土の場合 (図‑1(b)),軸ひずみが約1.0%まで 応カー軸ひずみ曲線の初期勾配は,せん断条件及び有効拘束圧の大 きさの違いによらず一致 しているが,せん断が進むに連れて有効拘束圧が小さいほど応力の増加が厩著 となる.また 圧縮せん断時の応カー軸ひずみ曲線は,明確など‑クを示 さず軸ひずみが15%まで増加憤向 を示 している. しか し伸張せん断を受けると, q/q'Cは軸ひずみが7%か ら8%で ピークを 生 じその後低下する.
以上のことか ら,q/q'C一軸ひずみ関係は,せん断条件に関係なく有効拘束圧が小さいほ ど ど‑ク強度及び終局強度が大 きくな り,有効拘束圧が150kPa以上では, 応カーひずみ挙 動がほぼ一致することがわか る.
3‑2間隙水圧比(△u/q'C)‑軸ひずみ関係
正規圧密状態の大野土 と米山土の間隙水圧比 (△u/q'C)と軸ひずみの関係を,図‑ 2, 3 に示す.
圧縮せん断を受けた大野土の場合 (図‑2(a)),‑△u/q'Cは約6%の軸ひずみで ピークに 達 しそれ以後ほぼ一定の値を示 してお り,その挙動に有効拘束圧による有意な差は認め られ
ない. これに対 して伸張せん断を受けると△u/q'Cは,圧縮せん断時 と異な り正の間隙水圧 の発生量が少な く,せん断の初期に負圧を生 じ以後正圧 となる (図‑ 2(b))・ しか し,△u/
q'C は軸ひずみが5% 以降になると低下する傾向を示 し,掛こq'Cが50kPaのときの△u /q'Cは負圧 となっている.
図‑ 3(a)に示す ように, 米山土の圧縮せん断時の間隙水圧比 (△u/q'C)は, 軸ひずみが 約3%でピークに達 し以後低下する憤向を示す.また,有効拘束圧が 50kPaのときのピー ク時の△u/q'Cは,他の有効拘束圧に比べて低い値を示 してお り,せん断の進行に伴 う間隙 水圧比の低下憤向 も著 しくなっている.一方,伸張せん断時の間隙水圧比の挙動は,有効拘 束圧が 50kPaの場合,軸ひずみが約1%で ピークに達 し以後急激に低下 して負圧 とな り, 軸ひずみが8%付近か ら再び上昇す る候向を示す (図‑3(b)).これ に対 して有効拘束圧が 100 kPa以上になると, 間隙水圧 は軸ひずみが約2%でピークに達 し, ピークに達するま でほぼ一致 した挙動を示 し, ピーク以後q'Cが小さいほど△u/q'Cの低下傾向が顕著 となる が,その挙動は q'Cによる明確な相違がない.
以上のことより,△u/q'C一軸ひずみ関係は, 有効拘束圧による明確な相違がないものの, せん断条件によってその挙動に著しい違 いが現れることがわかる.また,伸張せん断時の正 の間隙水圧 の発生量は,圧縮せん断時に比べてかな り少ないことがわか る・
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0 24 6 8 101214 16 18
Ba(%)
Fig.2 Typicalporepressure・axial strainbehaviourinCIU tests
1.O tJ ヽb
\〇9・8 く】
○
0 2 4 8 8 10 12 14 16 18 e a (% )
0 2 4 0 8 ・101 2 14 10 18
・Ea (% )
Fig・3 Typicalporep.rePsure‑axial strムinbehaviourinCIU tests
3‑3有効応力径路
図‑ 4及び図‑ 5は,正規圧密状態の大野土 と米山土の有効応力径路である・図に示すよ うに,両試料 とも圧縮及び伸張せん断時の有効応力径路は,拘束圧の大 きさに関係なく時は 相似形の挙動を示 している. したがって,有効応力径路においては,拘束圧条件の相違によ
低拘束圧条件での粘性土の非排水せん断特性 る明確な違いが認め られない.
143
0 100p・(n )200 SOP 0 100p'(kPa)200 Fig.4 Typical effectivestress Fig.5 Typicaleffectivestress
pathsinCIU tests
Oo
O
8■一
(蛋)n3
l
So 100 150 200 250 0 'C(kPa)
pathsinCIU tests
50 100 150 200 250 6 ′C(kPa)
Fig.6 Relationshipbetweenc.1andq'C
3‑4強度特性
正規圧密状態における非排水'# ざ(cu)と有効拘束圧 (o・'C)の関係を示 す と, 図‑ 6(a), (b)のようになる. 図 より,圧縮及び伸張せん断を受けた ときq'Cが150kPa以上 の非排水 強 さ (cu)は, 従来か ら言われているように原点を通 る直線上にあ、る のに対 し て, q'Cが 100kPa以下になると cuの値は破線で示す ように原点を通 る直線 よりも上に位置 し てい る. このことは, 有効拘束圧が 100kPa以下の範囲において過圧密状態 と同様 の傾向を示 す ことを意味 している.中瀬 ら10)は,海成粘土を用いて行 った実験において,有効拘束圧が
300kPaか ら400kPa以下の範囲で同様 の傾向が現れた と報告 している.・
したがって,高拘束圧下のせん断試験結果を用いて低拘束圧下のせん断強度を推定す るこ とは,低拘束圧下のせん断強度を過小評価することになる.
3‑5変形係数
図‑ 7∴ 8は, 正規圧密状態におけ る 大野土 と米山土の変形係数 (E5。,、臥 。%) と有効 拘束圧の関係を示 した ものである. ここで E50 は q‑q。/2の ときの変形係数 で あ り, Elt0%は軸ひずみが1二0%の ときの変形係数である・
正規圧密時の E5。,El.。%は,せん断条 件に関係な く有効拘束圧 の増加に伴 って 直線的に 増加す る傾向を示 してお り, 大河内 ・斉藤8)が述べているように, 変形係数 と有効拘束圧 の 関係を次式で表す ことがで きるもの と考え られ る.
E50,El.0%‑Bxq'C+A A,β : 実験定数
50 100150 200 250
6′C(kPa)
60 100 150 200 250 4'e(kPa)
Fig.T RelationshipbetweenE50ando'C
(eJ一)Z.二田
50 100 150 200 280 6′C (kPa)
(eJq)ご.1日
YoneyaJa Clay .d′C=5B kPa
0 CoILPreSSlon
● Exle11Sioれ
80 100 150 200 250
0′C (kPa)
Fig.8 RelationshipbetweenE1.0%andq'C
低拘束圧条件での粘性土の非排水せん断特性 で8t〉le 2 Theexpressionsfortilelinerrelationships
i11ustratedinFig.7 andFig.8
145
OhnoClay l YoneyamaClay E50‑5180+41.80'c
El.0%‑2050+42.4q'C
E5.‑‑1340+72.9qlc
El.0%‑850+62.50'C E50=‑2540+145.20lc
El.00/0‑830‑56.20'C
E5.‑ ‑6200+207.40'c
El.。%‑1140+58.3〆¢
表12に,図‑7, 8で求め られた変形係数 と有効拘束圧 の関係式を示す.
表 より米山土のEl.0%を除いて伸張領域の変 形係数の方が,圧縮領域の変形係数 よりも定数 Bが大 きいことがわかる.一方,変形係数E50 を直線近似 した場合,大野土 の圧縮領域 の E50 以外の変形係数は,有効拘束圧が約20kPaか
ら30 kPaの間で 0となっている. このことは, 有効拘束圧が存在するに もかかわ らず強度が発 揮 されないことを意味 してお り,有効拘束圧が 50kPa以下の領域で変形係数 と有効拘束圧の関 係を補正す る必要があると考えられ る. これに 対 してEl.0%は,定数Bが負になることはない.
し年がって, 実験定数A,‑Bの値は,変形係数 の定義の仕方に よってかな り異なることが明 ら かである.
変形係数 (E50, El.。%)の異方性 と有効拘束 氏 (q'C)の関係を,図‑ 9(a),(b)に示す.ここで 変形係数の異方性は,(E50)E/(E50)C及 び(El.0%)E / (El.0%)Cで定義 した.
図 よりE50の異方性は,試料の違いにかかわ らずq'Cの増加に伴 って増加す ることがわかる.
きさに無関係にはぼ一定の値を示 している.
0ooP)21
u(凹)\︼(也)
0 80 100 150 200 2$O d′C (kPa)
0 50 100 150 100, 250
6′C (一Pa)
Fig.9 Relationshipbetween (EtE/(E)candq'C
これに対 して El.0%の異方性は,q'Cの大 以上のことより,E50の異方性は有効拘束圧に対す る依存性が大 きいのに対 して,El.0%の 異方性は有効拘束圧の影響をほ とん ど受けないもの と考え られ る.
4.結 論
低拘束圧領域における強度 ・変形特性を検討するために等方圧密非排水三軸圧縮 ・伸張試 験を行った.その主要な結果をまとめると以下のようになる.
1)低 拘束圧 条件下 の正規圧 密粘性土 の非排水せ ん断 強 さは, 高拘束圧 条件下 の cu‑ q'C 関係 よ り推 定 した cuよ りも大 きな値 を示す. したが って高拘束圧 条件下 のせ ん 断試験結果 か ら低拘束圧 条件下 のせ ん断 強度 を推定す る こ とは,低拘束圧条 件下 におけ るせん断強度 をI 過 小評価す る可能性があ る.
2)△u/q'C」 軸 ひずみ 関係 は, せ:ん断 条件 に よってそ の挙動が革 し く異 な り, 伸 張せ ん断 時 の正 の間隙水圧 の発生量 は,圧縮 せ ん断時 に比 べ てか な り少 ない.
3)正規圧 密時 の変形係数 (E5。,El.。%)は,有効拘束圧 の増加 に伴 って増 加 し,有効拘束圧 が50kPaか ら200kPaの範 囲では有効 拘束圧 と直線近似が可能 であ る.
参 考 文 献
1)清水正等 :過圧密粘土の低応力下でのせん断特性,第32回土木学会年次学術講帝会講演概要集, pp.119‑120,1979.
2) 清水正喜 :過EE密粘性土の低応力下でのダ1レイクソシー ・強度特性,第13回土質工学研究発表 会講演集,pp.329‑332,1978.
3) 書武茂樹 ・鬼塚克忠 :低圧下における不飽和土のせん断特性,第21回土質工学研究発表会講演集, pp.277‑278,1986.
A) A.W.Skempton and・A.W.Bishop :Soils,Chapter 10ofBuilding Materials,
NorthHollandPubl.Co.,pp.417‑482,1954.
5) Ladd.C.C.:Stress・StrainModulusofClayinUndrainedShear,Jour.oftheSoil MecbanicsandFoundationsDivision,ASCE,γol.90,No.SM 5,pp.103‑132,1954.
6) 奥村樹郎 :粘土試料の撹乱に関する研究 (第1報)‑繰 り返 し三軸圧縮試験による撹乱実扱二, .港湾技術研究所報告,Vol.8,No.1,pp.59‑84,1969.
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8) 大河内保彦 ・斉藤幸雄 :種々の土における変形係数の拘束圧依存性,第21回土質工学研究発表会 講演集,pp.429‑430,1986.
9) NakaseA.and Kam'eiT.:InfluenceofAnisotoropy ofDefo,nation Moduluson EffectiveStressPath,SoilsandFoundations,Vo.24,No.2,pp.106‑110,1984.
10) ヰ 瀬明男 ・小林正樹 ・兼近明男 :粘土 の非排水せん断強度 と変形係数,港湾技術研究所報告, Vol.ll,No.2,pp.243‑259,1972.