圧密に伴う粘土の強度増加に関する研究

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Kyushu University Institutional Repository

圧密に伴う粘土の強度増加に関する研究

梅崎, 健夫

https://doi.org/10.11501/3081243

出版情報：Kyushu University, 1994, 博士（工学）, 論文博士

第3章

3. 1 序

一次圧密過程における粘土の強度 増加特性

説

軟弱粘土地盤上の埋立や盛土の施工などにおいて， 載荷重により地盤内に生じた間隙水 圧は長時間をかけて徐々に消散される. 軟弱粘土地盤は間隙水圧の消散に伴い圧密を生じ，

それに応じて地盤のせん断強度も徐々に増加する. 第2章においては， 一次圧密過程にお ける軟弱粘土地盤の貫入抵抗が， 一様に増加するのではなく， その増加量が場所的時間的 に大きく異なること を模型実験により明ら かにした.

このこと は室内土質試験においても同様であり， 飽和粘土の圧密は供試体の内部で一線 に進むのではなく， 排水面から始まって時間の経過と と もに徐々に非排水面に及ぶ. すな わち， 圧密試験は， 要素試験(供試体の応力とひずみが均一〉ではなく， 一種の模型試験 である. したがって， 一次圧密過程における粘土の強度増加特性を室内せん断試験(圧密 非排水せん断試験)によって検討する場合には， 圧密打切り後せん断試験開始までに供試 体の応力とひずみをできるだけ均一化する工夫が必要である.

一次圧密過程における粘土の強度増加に関する既往の研究1)- 1 4)， 23)を分類し整理する とそれぞれ F_i g. _3. 1およびF_i g. _3. 2に示すような次の2つの試験方法に大別される.

①現場実験や室内模型実験により地盤内の強度分布を求める方法4)， 1 2) -1 4 )

②室内せん断試験(圧密非排水せん断試験)により供試体のせん断強度を求める 方法1)-3)，5)-11)，23)

①の方法は， さらに ( ₁ )サウンディングにより地盤内のせん断強度(Fig. _3.1 (1)の

τ(t， z)など)を求める方法4)，1 2)・13)と(2)圧密過程の軟弱粘土地盤より サンプリングを

F

ムp

、 dリり

山川μ ア

or

σ

|ド

| |

vane shear 1白t

unconfined compre叩on 1泊x sh凶r t出t tesl

undrainage

(1) Sounding (2) Sampling and

laboratory tピ叫 (UU tesl)

Fig.3.l Field and model lesls for investigating shear strength during consolidalion

行い， 室内試験により非圧密非排水せん断強度(Fig. 3.1 (2)のqu(t，z)やτ(t， z)など) を 求める方法4). 1 ⁴ )に細分類される. なお， 第2章および第6章で用いたコーン貰入試験も

①(1)に分類される.

一方， ②の方法は， 供試体の均一化の過程を必要とするが， 応力・ 変形条件や圧密条件 の設定が容易であることから数多く実施されている. この方法は， さらに， (1)圧密非排水 三軸試験1).なお， 第4章で用いたKo圧密 ・ 平面ひずみ三軸圧縮試験は②(1)に分類される.2). 1ト9). 1 1 ). 2 3 )と(2)圧密定体積一面せん断試験3)

-

②( 1 )の三軸試験をFig.3.2(l)に基づいて少し詳しく検討する. 圧密時間の短縮と間|獄ノk 圧の均一化のために周面排水とされる場合が多い. 圧密応力(ムp) により所定の圧密時間 (L)まで圧密した後， 圧密を打切って非排水状態とする. このとき， Fig. 3. 2(1) (a)に示 すように， 一次圧密過程においては供試体内に間隙水圧の分布 (通常， 政物線分布と仮定

される) が生じている. そこで， せん断開始前に非排水状態を一定時間保つことにより間 隙水圧の均一化を行う. 既往の研究によれば， Fig.3.2(l)(b)に示すように， 通常1，.._，_2時間

内にB点よりも間隙水圧が大きなD点で間隙水圧は収れんする7ト9). 1 1 ) 吉国1 5)は， この ことを有効応力の緩和現象として新しい圧密理論1 6)の中で説明しているが， 非排水状態で の間隙水圧の増加(再発生〉に関してはまだ不明な点も多い. ただし， 間隙水圧の均一化

�戸F

drainage q

total stress path J 3

P ムP

f---i

Ue

effective stre:主s path

， ny

。 σ1

σ3

戸d白tal

ft.

�U 1

Str回s pa山

consolid誼Lion equalizalion 1ωding

一一一一ーf-一一-- -1-一一一一一一二F

i o /

μ一 一

(c) ムu

ー ー ー -- -- I Ut ，争

U.， I

- --- - --，

r 0

t=O ムp

�p

Ut

C L

- - --.

l_ undrained condition O

D/2 l

ムet -

ム e

(tJ) Chang白of pore waler pr回::iure and

void 日Lio wiUI time

(a) DisLribution 0( pore waler

pre笛urein Ule specimen

(1) Triaxial t白t (Consolidated Undrained shear tesl) lc迫iling

σl cαlsolidation

τ 告τ

『-

es'a'r'0

・'

aa じ，，，a

ムp

。

pe

ムp σ

(b) Vector印円e pe=pt

。

(a) Chang白 of vertical stn:罰 and void ralio with tÎIne ße

(2) Box shear t白t (Consolidated constant volume shear test)

Laboratory shear tests for investigating shear strength during consolidation

Fig.3.2

...-

後の供試体の含水比分布は概ね均ーであること を平尾ら17)が報告している.

②(2)の一面せん断試験の場合には， Fig.3.2(2)に示すように， 鉛直応力(σ) を所定の 圧密時間(L)まで載荷した後， 定体積状態を保つように鉛直応力を制御することで供試 体の均一化を図る. なお， 正規圧密状態の粘土においては鉛直応力を減少させることによ り定体積が保たれる.

本章では， 新たに考案 ・作製した装置を用いて供試体の間隙水正を制御した三軸圧縮試 験(圧密非排水せん断試験〉を実施した. 考案した装置を用いれば圧密過程における供試 体を要素(供試体の応力とひずみが均一)として評価できるので， 供試体の均一化の過程 を設けることなく， 圧密打切り後直ちに， 非排水強度の増加量を測定することができる.

まず， 間隙水圧制御装置の原理を示すとともに， セラミックディスクを用いた装置の開発 について論じる. 次いで， 低塑性のカオリンを用いた一連の試験結果より， 間隙水庄市1J御 装置の有効性を示すとともに， 一次圧密過程における粘土の非排水強度の増加特性に関す

る新たな知見を示す.

...--

3. 2

3 _ 2 _{_}

間隙水圧制御装置の開発

1 民司E君主スkEE命日穆羽差吏言霊OJ庄支至豆

考案した間隙水圧制御装置CPore water pressure Control Device， P. C. D)の原理を

F i _g. 3. 3に示す. c u試験のような標準試験においては， 圧密過程において周面排水とした 際に供試体周面の間隙水圧は直ちにバックプレッッシャー(σB)と等しい値になり， 1問l減 水圧が完全に消散するまでの過程においては供試体の応力とひずみが均ーではない. 圧密 過程 における供試体の 中心(非排水面 〉と周面のIl1j隙水圧の差をできるだけ小さ くするこ とができれば供試体の応力とひずみがほぼ均ーとなり， 圧密過程の供試体を要素として評 価することができるものと考える. そのためには供試体周回に間隙水圧(ムu)を生じさせ る必要があり， 簡便な方法として供試体周面から の排水経路中に供試体と同程度の透水係

数(k)をもっ物質を挿入することが考えられる. 間隙水圧(ムu)の他は， 動水勾西日(i) と排水距離(H)により決定されるので， 挿入する物質の透水係数(k)， 厚さ( 11)および 断面積(A)の値に応じて変化する. 本研究では， セラミックディスクを用いることとし，

次節に述べるように， 3種類のセラミックディスクに対して透水試験およびA.E.V試験を 実施して最も適切なものを選定した.

3 _ 2

( 1 ) 透水試験

2 寸zラミ ックラゴィコぇクOJ云望童文E

供試体(カオリン)の透水係数 に近い値を有するセラミックディスクを選定するために 透水試験を実施した. 試験装置の概要をFi _g. 3.4に示す. まず， セラミックディスクおよび 通水管路を左右の脱気水槽を介して真空ポンプ により約6時間脱気し， その後， 圧力を大気 圧に戻すことで飽和させた. 次いで， 試験時と等しい196kPaのバックプレッッシャーを左 右のビューレットより約10分間負荷した. その後， 一方のビューレットの圧力 を49kPaに増 加させて計測時間約5'"'-'6時間の透水試験を実施した. 透水係数は， 左右ビューレットの圧 力差49kPaを水頭差に換算して， 変水位透水試験に準じて算定した. セラミックディスクの 寸法とともに試験結果の一覧をTable 3.1に示す. 透水係数は3種類ともにほぼ等しい値で

...--

�

/

\

valve

eBOI r--u 岱e ra-Da rι e &EL qa w e rA O PA

t=:=O (undrain) : (drain):

ceramic disc (k，H，A) p

UI

ムu=i 11 r 1\

(i= V1./ k) σB

back pressure

。

D/2 H

Distance of drainage line

Fig.3.3 Principle of Pore water pressure Control Device (P.C.D)

�

pres訊lfe gage pressure gage

…ベ ー

ω μ …

deaired water t.ank

むrregu1ator

to va四山n pump

A

_

日^{γ for vaωum}

d回ired water tank

two-way valve

Fig.3.4 Apparatus for penneability test

pr田sure gage

from compressure

air regulator

double buretle

P.C.D

ceranlÍc disc

Fig.3.5 Apparatus for A.E.V test

...--

ceramic C ceramic B

0.1

(υω去巨)ぃ一同}OωE20〉

400 .'182.2

:-H)O

Results of A.E.V _test 254.8 (kPa) 200 Pressure

ハUAU

‘ •• A

Fig.3.6 26.5

。

Properties of ceramic disc

一一一一一一一一一一一一一一一一

ηlickness 11 (cm) 0.47 ().4� 0.57

一一一一一一 『

Diameter D (cm) 2.31 2.26 2.:-3

一一一ー一一 一一一 Area of cross-section A (cm 2 ) 4.19 4.01 4.�1

一←ーー 一一一 一 一一一一. ー

Coefficient of 戸nneability 0.81 *

k x 10 _{- 7 (cmノsec)} ^{-ー ー ・ーー ー- --- - ー} - ・ ・ ・ ・ ・ ー ー ー ， ・ー - - - ー - - ー ' ・ ・ ー ー - - -

20.8 10.2 14.5

A.E.V (kPa) 26.5 254.8 382.2

Tahle �1.1

ηle drainage line is cliffeerent from山at of出e test apparatus in Fig.3.4

〉ド

...--

あり， 圧密試験より得られたカオリンの透水係数およそ10-7crn/sec(第2章Table 2.1を 参照)に比較的近い値であった.

(2) A. E. V.試験

セラミックディスクは土質試験において通常不飽和土のサクションを測定するために用 いられ， その場合は空気浸入値(A.E. Y. :a ir entry value)が高 いものが選定される場合 が多い18 ) 一方， 間隙水圧制御装置(P. C. D)に用いるセラミックディスクは供試体と排 水経路の飽和が容易に行えるように空気浸入値のできるだけ低いものが望まし い. そのた

めにF i _g. 3. 5に示すような試験装置を用いてA.E. Y. 試験を実施した. 空気浸入値は， F i _g. 3.

6に示すように， 空気圧(p) ・ 透過空気量(v)曲線の降伏点として求めた. その結果， 3 種類のセラミックディスクの空気浸入値には大きな差が認められた.

( 1 )と( 2 )の結果より， Table 3.1に示すように， 厚さ 0.47crn， 直径2.³¹ ClIl， 断面積

4. 19crn 2 ， 透水係数8.1xl0-8cm/sec， A. E. Y=26. 5kPaのA種のセラミックディスクを採用し

た. なお， この透水係数の値は三軸試験装置(F i _g. 3. 7)の排水経路に実際に設置した後に 新たに測定したものであり， ^{F i} g. 3. 4の装置とは排水経路が異なっている.

3 2 3 _一ーと欠EE答雪示品季呈Eニヰ0'7る手占二1=. _OJ 三三車由EE和首言式属会

試料は低塑性のカオリン(G.=2.795， WL二75.7%， Ip二39.4)である. 150児の含水比で練返 した後， 予圧密圧力49kPaで約2週間一次元圧密した試料を直径5crn， 高さ10ClIlの円柱形にト

リミングして供試体を作製した. なお， 試料は第2章で用いたものと同じである.

F i _g. 3. 7に三軸試験装置の概要を示す. 試験方法は通常のcu試験と問機の手順で実施す ることができる. 二重負圧法により約12時間脱気し196kPaのバックプレッシャーを約24時 間負荷した後， 一次圧密過程における粘土の試験は， Table 3.2に示すように， まず， 有効 圧密応力poで間隙水圧制御装置(P.C.D.)を介さずに通常の周面排水により等方圧密を行 い， 3t法により一次圧密を終了させたく100先圧密). 次いで， 有効圧密応力をPIに増加さ せてP.C. D.を用いた等方圧密を所定の圧密時間まで行い ， 圧密打切り後直ちに非排水せん 断(ひずみ速度O. 07%/min. )を行った. 供試体の上下端面はシリコングリースとメンブレ ンに よりルブリ ケーションを施し ， 間隙水圧は供試体の底面中心(U1 )と周面(U 2 )で測

m c，.o.コ

d回irea

water tank d∞凶e

burette 2

Pore water p陀ssure C∞trol Devi民(P.C.D)

cεramic disc

釘ew戸d

� {

…

円 。 o

∞n甘oller

@ air regulatαfor pressure /presue tranほduぽr 回air regulator far vacuum

<D valve

@ two-way valve

Fig.3.7 Triaxial test apparatus for clay during consolidation (1993)

....--

生um m p

∞ 叫�・p^喝

011 .

'司

。ぷD Z ^帽」N

up，司^、 p

Ial .

N

お

Test No. ^{UE Up}

(�も) (%)

o ^- 2 lnit. lnit.

1 - 1 20 23

1 - 2 40 37

1 - 3 60 59

1 - 4 80 80

1 - 5・ ^{100 100}

Test No. ^{Uε Up}

(%) (%)

0-1 lnit^. lnit.

2 ^{- 1 20 18}

2 -2 40 お

2 ^{- 3 60 55}

2 - 4 80 80

2 - 5・ ^{100 100}

Ul=(EV/εv1) x 100

Table 3.2 Cases of Test with P.C.D

p 0 t ^c 0 =3t ^{ε v 0} e 0 Pl

<kPa) (min) (%) (kPa)

156.8 360 13.871 1.62 5 270 13.904 1.584 270 13.543 1.576

156.8 270 14.442 1.620 313.6 270 13.546 1.610

290 13.841 1.588

P 0 tιo =3t ε v 0 e 0 PI

<kPa) (min) (%) (kPa)

117.6 却O ^{11.325 1.641}

240 10.9倒 1.728 240 11.098 1.695

117.6 220 10.795 1.739 294.0 240 10.752 1.691

却O ^{11.053 1.711}

Up={1-{Llu/勾)} x1∞

本Standard C^U t巴t witbout P.C.D is carried out on t田t No.5

Table 3.3 Cases of standard test (CU)

Test No. p ₀ t _{t 0} =3t _{ε V} 0

(kPa) (min) (先)

0-0 78. 4 310 7^.469

0-1 117. 6 300 11. 325

0-2 156.8 360 13. 871

0-3 245. 0 220 17.010

0-4 313.6 300 20.474

t ^{ε v} P Sym凶15 I

(min) (�も) (kPa)

156.8 •

180 1.627 198.16 マ

420 3.127 215.40 。

680 4.701 249.12 ム

1395 6.255 281.65 口

480 l _{V I} =7.817 313.6 。

ε v P Symbo1s

(mín) (%) (kPa)

117.6 •

170 2.061 150.63 マ

370 4.082 175.71 。

645 6.140 214.13 ム

1275 8.267 259.21 口

600 εV 1=9.953 294.0 。

e 0

1.832 1. 641 1. 625 1. 531 1. 386

ので厚さO.3mmのメンブレンを用い表面にシリコングリースを塗布した. ただし， 有効圧密 応力P1の100先圧密(3t法)の試験はP. _C. D.を用いない通常のcu試験を実施している.

さらに， 一次圧密過程における粘土の強度増加特性の基準となる正規圧密線上にある粘 土の非排水強度特性を Table3.3に示すような通常のcu試験を実施して求めた. ま ず， 次 節において， 正規圧密線上にある粘土の非排水強度特性について考察する.

...--

3 . 3

3 - 3

正規圧密線上にある粘土の非排水 強度特性

1 工E士見EE径雪兎泉 ・ 砲tε主長務長ヰヨよとF

�ド主�F7J<.ヲ怠�姦良

F i _g. 3. 8は， 一次元圧密(標準圧密試験)および等方圧密(三軸試験〉における e-log p'関係を示したものである. 正規圧密領域における両者の関係は， いずれも圧縮指数Cc=

0.650の平行な直線として表され， 等方圧密の正規圧空白線(^N. C. ^L. )が一次元圧密のそれよ りも上方に位置する. これらのことは， 稲田ら5 )によって詳しく検討されており， 一般に 圧密時の有効主応力比(^Kニσピ/ a 1')が小さいものほど下方に位置することが示めされ ている.

2.0

1.8

Q) .3 0 巴

1.6

〉'U 。

1.4

1.2

，.l.

10 ℃ 20

one-dimensional consolidation Isotoropíc consolidation

50 100 200

Effective stress p (kPa) (log sca)e)

Fig.3.8 e-Iog p I lines

500 T

F i g. 3. 9は， 等方圧密(三軸試験)における一次圧密過程の状態経路を示したものである.

ただし， 間隙比は排水量より平均的な値として算定した. 有効応力は， 供試体中心(非排 水面)の間隙水圧( u )により算定したもの(図中の破線)と， 間隙水圧の放物線分布を仮 定して(2/3)uより算定1 9)したもの(図中の実線)の両方を併記した. 基準化されている土 の定ひずみ速度圧密試験方法(JSF _T 412-1992)では， 片面排水の非排水境界で間隙水圧 (u)を測定し， 供試体の有効応力 (p' ) を間隙水圧の放物線分布を仮定してp'二p-(2/3)u より算定する. 本試験においては， 正規圧密領域の状態経路は 破線， 実線ともに， 正規圧 密線に沿って変化していない. 実線の場合は特に正規圧密線から大きく上方に逸脱した経 路を辿る.

F i g. 3. 10およびF_i g. 3. 11にそれぞれcu試験における主応力差(σγσ3 ) ・ 間隙水圧 (ムu) ・ 最大主ひずみ(ε1 )関係および有効応力経路を示す. 主応力差最大時を破壊時 と定義した.

2.0

1.8

ω 0

.�

"0

〉。

1.4 ^{凶鋭当d on U} on the凶也-ained OOlUl山ry

1.2

10 20 50 100 200 にJ ) ( 、.，，{

Effective stress p (kPa) (Jog scale)

Fig.3.9 Relation between void ratio and effective stress during consolidation

at maXlmUIll Ùビviator stre己詰 (CU)

100

50

150

� 100

2 vl

S ‘- 0..

L噌ω e喝注

ω

...

o a‘

。

(司仏当) 同b l-b 凶ωωH】帥』O】四四〉ω凸 (司仏U4) コAV

Stress-strain -pore water pressure curves Fig.:1.l0

(CU) 150

(同仏ぷ) 円b l-b 九℃

\ 。 、 % 、

も

50

ωωω・2ω』O百一〉ω凸

250 300 200

100 150

。 50

(kPa) +2σピ)/3

Effective stress paths Mean effectÎve stress (σ1

Fig.3.11

...-

1.4

nünnally ωnsoli山tion line (e-lüg p 1)

。司巴匂一O〉

undr五ined shear streng山U問 (e-log Cu)

iailure line (e -log 0川fI )

ω

�

て

20 50 100

了

20() ^{「、け( i r--、、‘.，}

P 1. σm t I and Cu (kPa) (log scale)

Fig.3.12 Relation of e-Iog p'， e- log σm (' and e-log Cu

F i g. 3. 1₂は， 正規圧密線(e-log p') ， 破壊線(c-log σm f ' )および非排水強度線(e

-lo g Cu)の関係を示したものである. ここで， 破壊時((σl σ3 ) m a x 時)の平均有効主応

力およひ'非排水強度は， それぞれσmf' = (σl' +2σピ)f /₃およびCu=(σ1-σ3)max/2であ る. 破壊線， 非排水強度線ともに正規圧密線に平行な直線として表される25)-27)

3 _ 3 2 ヲ食E支ヌE姿女孝三よひーヲ愈t:æ土曽力口三事

F i g. 3. 13は， 破壊時の主応力差( (σ1 -σ3)max)とそのときの全応力および有効応力表 示の最小主応力(σ3fおよびσ3f ' )の関係を示したものである. 破壊時におけるMohrの応 力円もFig.3.14に示す. これらの結果より，全応力および有効応力表示の強度定数をTable

3.4のように求めた.

F i g. 3. 15は， 3 t法による圧密終了時の圧密応力 (p_')と非排水強度(Cu)の関係を示し たものである. 強度増加率線(Cu/p線〉は原点を通る直線として表され， 強度増加率は CCu/p)=0.20である.

150

100

50

(伺仏ぷ):E(同bl-b)

ωωω幻ω』O百τω司Eロ日只dNE ...-

、‘.，，( ) ra・、‘《J，‘

250 200

、EA ハU nU 150

。 50

(kPa)

Relations between maximum cleviator stress and rninimun1 principal stress

σ3 I

σ3 I ， Minimum principal stress

Fig.3.13

φc u = 9.4 0

400 350

Mohr's stress circles at failure 300

250

σ ， (kPa) σ3=313.6 kPa

200 σ.

150

Fig.3.l4 100 (CU)

。 50 150

� ¹⁰⁰

る い

50

Strength properties

日te of strength inσease Cu/p

0.2 Table 3.4

angle of interna1 f口ctiori c )

φεu 9.4"

φ' 17.1

�

:-WO 313.fikPa

(kPa)

Rate of strength increase 245.0kPa

---

Consolidation stress

Fig.3.15

LOO

ny

156.8kPa

ハU句EE--

117.6kPa (CU)

60

40

20

。 (伺仏ぷ)

(.) コ

五凶ロω幻ωいgzω35巴甘口口

...--

3. 4

3 _ 4 _

間隙水圧制御装置を用いた圧密試験

1 医司区京71くEEとf本宅賓とJ、す-dうOJ 来歪日寺琴芝イヒ

Fig. 3.16 (a) (b)は， P. C. D.を用いた試験と通常のcu試験における間隙ノk圧および体積

ひずみの経時変化を示したものである. 圧密応力p=156.8→3 1 3. 6 k Pa， p = 1 1 7. 6→294.0kPa ともに， 通常のcu試験においては供試体の中心(_{U 1} )と周回(U2)の!出|球水LEに大きな 差が生じているのに対して， P. C. D.を用いた試験ではその差はほんの僅かである. すなわ

ち， P. C. D.を用いることにより供試体内の 間隙水圧は均一に制御されるので， 正密過程に

おける供試体の応力とひずみは均一に生じているものと考えられる. したがって， P. C. D.

を用いることにより圧密試験を要素試験(応力とひずみが均一)として実施できる.

一方， _{P. C.} D.は供試体の中心と胤面の間隙水圧の差(動水勾配〉を小さく制御するため

に， 通常のcu試験よりも間隙水圧の消散が遅く， 圧密時間が長時間に及ぶ. 3t法による 1 00出圧密までには10日間以上の圧密時間を要することが概算される. 本章の主な目的は，

一次圧密過程における粘土の強度増加特性を要素試験により検討することであるから， P.

C. D.を用いた試験は80指圧密(3t時間の体積ひずみの80約までとした. ただし， 間隙水圧 と体積ひずみの経時変化から判断して， 1 00児圧密における体積ひずみ量は通常のcu試験 と等しいものと仮定している.

3 _ 4 _ 2 EE空告示z宣幸呈α〉が亡兎主主、来差是各

F i g. 3. 17 (a) (b)は _{P. C.} D.を用いた試験の圧密過程における有効応力(p' :等方応力)

と間隙比(e)の関係を示したものである. 間隙水圧は供試体の中心(u 1)と周面(_U 2 )で 測定しており， その差はほんの僅かである. しかしながら， 通常の圧密試験と同様に間隙 水圧の放物線分布を仮定してγ有効応力(p' )はp' =p-{(2udu2)/3}として算定した. ここ で， pは圧密載荷応力(全応力)である. 3. 3. 1で論じた通常の等方圧密試験の場合と 同様に， 圧密過程における間隙比と有効応力の関係は正規圧密線から上方に逸脱した経路 を辿ることが示された. ただし， P. C. D.により圧密の速度をかなり抑制しているために，

。 1.0

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ハU‘‘，A

10 100

ハU可EA

ハU、‘.a'

Consolidation time t (mín) (log scale) 0

ad 句tA ハU

B d

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N ul

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f司、 kPa

1丘 、

Up=80%

。

5ロ ^�

Jt コω J

ω 〉

E 10

〉コ0 15

1 10 100 1000

Consolidation time t (min) Oog scale)

Fig.3.16 Changes pore water pressure and volumetric strain during consolidation

10000

10000

。

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寸

.3 _。E 0.10

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J

也J

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0.20

1ω

。

0.10

020

0.30

N.C.し

(CU wi山P.C.D)

(a) ^p= 156.8→313.6kPa

200 300

Effective stress p I (kPa) (log scale)

(CU with P.C.D) (b) p= 117.6→294.0kPa

100 200 300

Effective stress ^p' (kPa) Oog scale)

Fig.3.17 Relations between reduction in void ratio

F i g. 3. 9に示した通常の試験よりも正規庄密線に近い経路となっている. すなわち， P. C. D.

を用いた圧密試験における供試体は， 今井ら20 )が行った分割型圧密試験における非排水面 に近い分割要素と同様の挙動を示しているように思われる. ただし， 今井24 )は， 等方圧密 ではせん断応力が働かないので粘性による変形成分は一次元圧密の場合よりもはるかに小 さいと述べている.

3 _ 4 _ 3 a=.空室f�

F i g. 3. 1 B (a) (b)は， P. C. D.を用いた試験における有効応力に関する圧密度(u p)とひず

みに関する圧密度(Uε)の関係を示したものである Upの算定に月]し1た有効応ブJ (p')

は， F i g. 3. 17と同様に， p'=P-{(2Ul十u2)/3}として算定している. 図中には， e-log p'の直

線関係を前提とした場合の両者の関係21 )も破線として併せて表示した. 従来， e-log p'の 直線関係を前提にしてUpはUεより常に遅れて進行し， その遅れは荷重増加率(ムp/p) に依存すると理解されていた22) 本試験においてもUpがUεよりいくらか遅れて進行す

る傾向が認められ， ムp/pの大きい場合の方がその遅れは大きいようである. しかしなが

ら， Fig. 3.1B(a) (b)ともに実測値は， e-log p'の直線関係を前提とした関係(破線)と

UpとUεが等しい場合に相当するe-p'の線形関係(笑線)の聞にあり， これらの凶からも 圧密過程における有効応力と間隙比の関係が正規圧密線を沿って進行するものではないこ

とが示された.

(CU with P.C.D)

(a) p= 156.8→313.6kPa (6 p/p=l.O)

ハU'EA

aD

0.8

0.6

0.4

0.2

ωωω幻ωω〉刀Uω泊ωMOω日ぃ25ロ028一一oω口OUMOωωぬ

ω凸

ハり噌・・a

0.8 Ut 0.6

Degree of consolidalion in te口ns of volumetric strain

(CU with P.C.D)

(b) p=117.6 _-> 291.0kPa (ムp/p= 1.5)

0.4

。 0.2

nu --i

60%

0.8

0.6

0.4

0.2

門]{μ的∞ω幻ωω〉羽Uω泊ω}O凶日」出口一ロ028一一oω口Oごoωω-Uω凸 ハり唱EE--

Relation between degree of consolidation in terms of effective stress and volumetric strain

。。ハU

U[

0.6 Degree of consolidation in te口ns of volumetric slraïn

0.4

。 0.2

Fig.3.18

3. 5

3 - 5

破壊線・ 強度定数および強度増加 特性

1 砲/i_:長夜来泉ヰヨd::ζFヲ血圧乞み主姿女

Fig. 3.19(a) (b)は， P. C. D. を月]し、たcu試験における主応力差(σ 1 σ3) ・|出|味水圧 (ムudムUc) ・最大主ひずみ(ε1)関係を示したものであり， ま た， F i g. 3. 20 (a) (b)は，

主応力差(σ1-σ3 ) ・間隙水圧(ムUd) ・ 最大主ひずみ(ε 1)関係を示したものである.

ここで， 間隙水圧は， 圧密打切り時の残留↑削除、水庄(ムUc)と軸圧紛過程に生じた|出i獄ノk

圧(ムUd)に分けて表示している. 圧密の進行とともに破壊時の主応力差((σ1 -σ3)max) は大きくなる. だだし， 応力・ ひずみ曲線はピーク値を示さず， 破壊時の最大主ひずみは

いずれも15児であった.

Fig. 3. 21 (a) (b)は， 軸圧縮過程の有効応力経路を示している. 図示した破壊線は， F i g.

3. 11に示した正規圧密線上の粘土の破壊線と同じである. すなわち， 一次圧密過程におけ

る粘土の破壊線は圧密応力の大きさや圧密時間に無関係に一定であることがP.C. D.を用い た試験により明らかになった^. また， このときの有効応力経路はす_べて相 似 形であること から， 圧密打切り時の残留間隙水圧(ムUc)は有効応力経路に影響を及ぼさないようであ る. このことは北郷ら2 3 )によっても報告されている.

Fig. 3. 22 (a) (b)は 破壊時の平均有効主応力(σm ^{f' =} (σl'十2σピ)^f /3)と間隙比(e) の関係を正規圧密線(N. C. L. )とともに示したものである. 一次圧密過躍における粘土の 破壊線は， F i g. 3. 12に示した正規圧密線上にある粘土の破壊線と同^ーであり， 正規正密線 に平行な直線として表される. このことからも一次圧密過程における粘土の破壊線は庄密 応力の大きさや圧密時間に無関係に一定であることが分かる.

Fig. 3. 23 (a) (b)は 破壊時の主応力差((σ1 σ3)max)とそのときの妓小有効主応力

(σS f' )の関係を示したものである. 破域UJにおけるMohrの応力I IJもFi g. 3. 24 (a) (b)にぷ

す. これらの結果もそれぞれFi g. 3. 13およびFig.3.14に示した正規圧密線上の粘土におい て得られた結果と全く同ーであり， 有効応力表示の強度定数( c ' ， ゆ，)もfE術時r:むに無 関係に一定であることが明らかになった.

(a内ιdA)

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50

3

10 15

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品 目

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Fig.3.19 Stress-strain-pore water pressure curves

10 15 。

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10 15

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Fig.3.20 Stress-strain -pore water pressure curves

(a) p=156.8→313.6kPa

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100

50

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300

、BEJqd pA LA ，，，、

250 +2σピ) /3 200

(σ1 150

(CU with P.C.D) (b) p= 117.6→294.0kPa

U ^L = 100%

100

Mean effective stress

。 50

150

(伺仏ぷ)

円b

l

100

50

b

ωωωい】ωいO}同一〉ω凸 ハリハuqJ

(kPa)

Effective stress paths of underconsolidated clay 250

+2σピ) /3 200

(σl' 150

Mean effective stress 50 100

Fig.3.21

。

。

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寸

50

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〈コ

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ロ_{2 ω}

0

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60 80 1∞ 300

Effective stress _p " 0 111 r I (kPa)

60 80 100

(log scaJe)

300 Effective stress p ， 0川r (kPa)

(log scale) Fig.3.22 Relations between reduction in void ratio

and etfective stress

(kPa)

(kPa)

Relation between maximum deviator stress and minimum etfective stress

200 σ3 f

200 σ3f，

150 Minimum effective stress

150 Minimum effective stress

100

100 50

50 150

100

50

。

150

50 100

。

Fig.3.23 (吋仏ぷ)X岡正(的・む一む)(市仏ぷ):ε(nb 一じ) ωωω幻凶いO百一〉ω凸

ωωωおωいO】何一〉ω凸

(CU with P .C.O)

� φ'=17.1。

(a) p= 156.8→313.ぬPa

1日

ゆcu

=9.4

arcJ白 l∞

日

(ωιぷ)

い

350 4∞

3∞

2∞ 250 1∞

1印

。 50

(kPa)

φ= 17.1 0

350 4∞

Mohr's stress circles at failure

250 3∞

(kPa)

σ

σ Uε=100%

σ，

2∞

σ.

1印

Fig.3.24 (CU with P.C.O) (b) p= 117.6→294.0kPa

50

ε百配tive stre岱 circJes

1∞

1印

。 1∞

日

(∞ιぷ)

い

3 _ 5 - 2 日三宅密居Eとヲ;愈底芝持会力口

Fig. 3. 25 (a) (b)は， 非排水強度の増加量(ムCu)と有効応力およびひずみに関する圧密

度( u pおよびUε)の関係を示したものである. 一次圧密過程における粘土の非排水強度

の増加は， UpおよびUεのいずれの圧密度とも比例するのではなく， 圧密度よりも遅れて 発現することが明らかになった. また， 強度 増加率(ムp/p)が大きい場合のプjが強度地 加は圧密度に対してより遅れて生じるようである. したがって， Fig. 3. 26 (a) (b)に示すよ うに， 有効応力の増分(ムp')に対しても非排水強度の増加i量(ムCu)は遅れて生じる.

すなわち， 強度 増加率は， 圧密過程において一定ではなく， 圧後J時間に依存して異なるこ とが明らかになった. ただし， 圧舘迷!立の巡い本試験においては強度増加l半を --}ととした

場合との差はあまり大きくない.

3 _ 5 3 医易関主上七OJ荻長タP二主量とヲ盆底乞土曽)JO

Fig. 3. 27 (a) ^{(b)は， 一次圧密過程における粘土の間隙比(e)と対数表示した非排水強度}

(Cu)の関係を示したものである. 一次圧密過程における粘土の間隙比(e)と非排水強度 (Cu)の関係には， 圧密応力の大きさや圧密時間に無関係にe-log Cuの直線関係が成り立

つ. このことは既往の研究成果1^{). 2).} 4)寸〉によって得られている結果であるが， 3. 1に おいて論じたように， その試験法に問題点を抱えていた. 本試験はその問題点を解決する ために圧密過程における供試体の応力・ ひずみ状態を均一に制御したものであり， 本試験 の結果により既往の試験結果の妥当性が検証されたと考える.

Fig. 3. 28 (a⁾ (b)に一次圧密過程における粘土の破壊線(e-log _{σm f'} )および非排水強度

線(e-log Cu)と正規圧密線(e-log p')の関係を示す. 破壊線， 非排水強度線ともに圧 密応力の大きさや圧密時間と無関係に正規圧密線に平行な直線として表されることが検証

された.

(CU wi山P.C.D)

(a) p= 156.8→313.6kPa (ムp/p=1.0)

40

UE Up

0

• 30

20

10

(伺bc ロυd

召凶ロω担ω同ω戸{凶匂ω口百七ロ

ロ 口一ωω

伺ωいU口【

ハU噌EE--

。。ハU

U

0.2 0.4 0.6

Degree of consolidation

。

(CU wi山P.C.D)

(b) p= 117.6→294.0kPa (6 _p/p=1.5)

40

ý

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UE Up

0

• 30

20

10

(伺仏ぷ) ロυ寸

ヨ凶ロω幻ω同ω点的℃ω口一回目以ロヨ口一ω凶司ωいU口円

ハU1A

Relations between increase in undrained shear strength and degree of consolidation

0.8 U 0.6

Degree of consolidation 0.4

。 0.2

Fig.3.25

Cu/p=0.2 (CU _with P.C.D)

(a) p= 156.8→313.6kPa (ムp/p=1.0)

40

/ 可40%

y V『~20%

20

(kPa)

(kPa)

Relations between increase in undraind shear streng山and increase in effective stress

200

200 ムp'

800/0

ムp'

//

βく、--

Increase in e百éctive stress

Increase in etfective stress (CU _with P.C.D)

(b)p=117.6→294.0kPa (ムp/p= 1.5)

100

100

。

40

Fig.3.26 20

。

(同もC ロυパー 召凶口ω幻ω同ω【{ω旬ωロ司-Hガ55ωωgbロ日 (司仏ぷ) ョυAV

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020

(CU

P.C.D)

(a) p= 156.8→313.6kPa

20 30 40

20

Undrained shear strength

(CU

P.C.D)

(b)

30 40

Undrained shear strength

50 60 70

50

Cu

(log

s仁川c)

60 70

Cu

undrained shear strengh

。

ω

寸 undrained sh白r

slrength line

。 (e-log Cu)

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。

nu --A nu

undrained sh白r slrengùl line (eーlog Cu)

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3020

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(CU with P.C.D)

(b) p=117.6→294.0kPa

2

40

p'， 0皿I I and Cu (kPa)

(Iog scale)

Fig.3.28 Relation of e-log p ^1， eーlog ^σm{1 and e-log Cu

3. 6 結 論

圧密過程における軟弱粘土地盤内の応力状態を再現した室内土質試験を実施して， 一次 圧密過程における粘土の非排水強度の増加特性をより厳密に検討した. そのために， 圧密 過程における供試体の間隙水圧を制御するための装置を考案 ・作製した. 考案した装置は 供試体周面からの排水経路中にセラミックディスクを伸入したものであり， 特殊な方法を 用いることなく通常の試験方法に準じて一次圧密過程における粘土の三軸試験を実施でき る. 低塑性のカオリンを用いた圧密時間の異なる一連の圧密非排水三軸圧縮試験を実鈍し た結果， 以下のような結論が得られた.

(1) 考案した間隙水圧制御装置(Pore water pressuer Contro1 Device. P. C. D)を用い れば， 圧密過程における供試体を要素(応力とひずみが均一)として評価できる.

(2) 一方で. P. C. Dは供試体の中心〈非排水面)と周面(排水面〉の間隙水圧の差(動水 勾配)を小さく制御するので， 通常の三軸試験よりも供試体の閥隙水正の消散が逝く，

圧密時聞が長時間に及ぶ.

(3) 一次圧密過程における粘土の間隙比(e)と有効応力(p' )の関係は正規圧省線から 上方に逸脱した経路を辿る.

(4) 一次密過程における粘土の破壊線および有効応力表示の強度定数(_c .およびφ， )は 圧密応力の大きさや圧密時間に無関係に一定である. また， 圧密打切り時の残留間隙水 圧は有効応力経路に影響を及ぼさない.

(5) 一次圧密過程における粘土の非排水強度の増加は， UpおよびUεのいずれの圧密度 とも比例するのではなく， 圧密度よりも遅れて発現する.

(6) 強度増加率は， 一次圧密過程において一定ではなく， 圧密時間に依存して異なる.

(7) 一次圧密過程における粘土の間際比(e)と非排水強度(Cu)の関係には， 圧密応力 の大きさや圧密時間に無関係にe-log Cuの直線関係が成り立つ.

(8) 一次圧密過程における粘土の破壊線(e-10g _σm f' )および非排水強度線(e-10g Cu) ともに圧密応力の大きさや圧密時間と無関係に正規圧密線(e-log p')に平行な唯一の 直線として表される.

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1980.

24) 今井五郎:飽和土の一次元圧密， わかりやすい土質力学原論第l回改訂版， 土質工学 会， pp. 187-243， 1992.

25) Rutledge， P. C. : Review of the cooperati ve triaxial research prograrn，

Triaxial Shear Research and Pressure Distribution Studies on Soils， Soil

Mechanics Fact-finding Survey， U. S. Waterways Experirnent Station， vicksburg，

Miss.， pp.20-26 and 79-100， 1947.

26) Bjerrurn， L. : Ernbankrnents on soft ground， Proc. Sp. Conf. on Perforrnance of Earth and Earth-supported Structures， ASCE， Yol. 2. pp.I-54. 1972.

27) 赤木俊充・ 橋場友則:ケーススタディ土構造， 土木工学体系34， 彰国社. p.278.

1983.

第4章

4. 1 序

一次圧密および二次圧密過程 における粘土の強度増加特性1 )

説

粘土の強度 ・ 変形特性はその応力履歴と載荷時の応力条件によって大きく影響を受ける.

したがって， 実際の土機造物の設計計算に用いる土質定数は原位置での応力履歴とその状 般から破嬢に至るまでの応力変化を忠実に再現できる試験によって決定することが重要で ある2).g) しかしながら， 通常実施されている等方圧密 ・ 軸対称三軸応力状態での試験は 原位置での応力状態とは必ずしも対応しておらず， その応力状態をさらによく再現できる 試験装置の開発が望まれている.

本章で実施したKo圧密 ・ 平面ひずみ試験の応力状態は， 原位置において最も普通にみら れる応力状態の一つであり， 例えば， 自然に堆積圧密された軟弱粘土地盤上に盛土が築造

される場合に対応する. 盛土の施工過程においては軟弱粘土地盤は圧密沈下を生じ， それ に伴い地盤内のせん断強度は増加する. 一方， 地盤には圧密変形と同時にせん断変形が生

じ， 盛土荷重がせん断強度を越える場合にはすべり破壊を生じる. 一様な正規圧密状態に ある軟弱粘土地盤のすべり破壊においては， 地盤の透水性が極めて低いために， 通常， せ ん断強度は非排水強度として捉えられる. したがって， K 0圧密 ・ 平面ひずみ状態における 粘土の非排水強度に及ぼす圧密時間の影響， すなわち， 圧密過程における非排水強度の増 加特性を検討し評価することは， 盛土基礎地盤の安定性の検討や施工の短縮化に寄与する 重要な課題であり， 地盤上に建設される構造物の安全性の向上につながる.

飽和粘土の非排水強度( CU)は次式のように定義される.

Cu ⁼ (σ1 -σg)max/2 (4. 1)