正規圧密粘士の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について: University of the Ryukyus Repository

Title

正規圧密粘士の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん

_{断試験結果について}

Author(s)

呉屋, 健一; 上原, 方成; 原, 久夫

Citation

琉球大学工学部紀要(45): 21-32

Issue Date

1993-03

URL

http://hdl.handle.net/20.500.12000/1435

Rights

琉球大学工学部紀要第45号，１９９３ ２１

正規圧密粘士の静的平均有効応力一定

繰り返し排水せん断試験結果について

呉屋健一＊上原方成*＊原久夫*＊

AnExperimentalSmdyofStaticCyclicDrainedShearTestUnderConstantMean

EffectiveStressonNormallyConsolidatedClay．

KenichiGOYA＊ＨｏｓｅｉＵＥＨＡＲＡ*＊ ＨｉｓａｏＨＡＲＡ*＊ Ｓｕｍｍａ｢y Staticcyclicdrainedsheartestswercperfomedunderconstantmeaneffectivestressfor normallyconsolidatedclay・

Moreover,undrainedsheartestswereperfOmedtoinvestigatetheinfluenceofthecyclic

dminedshearonundrainedshearchracteristics・ThefOllwingresultswereobtained 1）Inclinationofhysteresisloopisaffectedbythenumberofcyclesandtherateofloadings、 Consenquently,shearmodulusdependsonexperimentalconditions、 ２）Undrainedstresspathisgreatlyaffecedbyundrainedshearrateofloadings、However， undrainedstresspathishaldlyaffectedbystresshistoTy、 ３）Failurestressstateisindependentofstresshistoryandundrainedshearrateof1oadings． Ｋｅｙｗａｒｄｓ：NonnaUyConsolidatedclay，StaticLoad，DraindShear，CyclicLoad，Ｍｅａｎ Ｓｔ定sｓ 1．まえがき _{なる．体積弾性係数Ｋは圧密試験の除荷過程で得ら} れる膨膿指数により求めることができる． せん断弾性係数Ｇを求めるにはその定義から平均 有効応力を一定に保ち偏差応力を上げ下げして得られ る応力ひずみ曲線の勾配から求めるのが適切である． しかし平均有効応力一定試験であってもせん断初期 から塑性体積ひずみが生じており，処女曲線の部分に は塑性変形と弾性変形があるため縦荷一除荷をある程 度行いそのときの応力ひずみ曲線の勾配からせん断弾 性係数を求めるのが妥当である． ここでは，せん断弾性係数Ｇを求めるための実験 方法を確立するための準備として等方圧密後の正規圧 密粘土の供試体に平均有効応力一定の繰り返し排水せ ん断試験を行なった．また，平均有効応力一定の繰り 現在までに多くの研究者によって粘土の変形挙動を 表現するために種々の概念や仮説を基にして鱗成式が 導かれている．構成式の主流は土を連続体とみなして 弾塑性理論に基づき導かれたものである．土のl11i成式 ではなるべく簡単な仮定を用いて，士の応力～ひずぶ 関係が示されると便利である．粘土の構成式の式中に はその粘土の特徴を表わすパラメーターが含まれてい る．一般に榊成式を用いてより広い領域で粘土の挙動 を説明しようとするとパラメーターの数は増加する． 弾塑性理論に立脚する構成式で弾性領域において変 形挙動が等方性と仮定するならばパラメーターとして せん断弾性係数Ｇ，体積弾性係数Ｋの２個が必要と 受理：1992年１１月９日 本研究の一部は平成３年度土木学会西部支部研究発表会にて発表． ＊琉球大学大学院工学研究科 GraduateStudent,ＡｒchitecturalandcivilEngineering **琉球大学工学部土木工学科 Dept・ofcivilEngineering,Fac・ｏｆＥｎｇ．

2２呉屋・上原・原：正規圧密粘土の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について 返し排水せん断試験の後に非排水せん断試験を行い， 繰り返し応力経路の差異による非排水せん断特性に及 ぼす影響について調べてみた． ２．２実験の種類 実験は平均有効応力を一定に保ちながら間隙水圧の 発生のないような速度で静的に偏差応力を救荷，除荷 を排水状態で繰り返す平均有効応力一定排水せん断と その後に続く非排水せん断試験である．図－１に応力 経路概念図を示す． 平均有効応力一定排水せん断試験の最終応力状態点 はＣａｍＣｌａｙモデルIにおける降伏応力ｐ－２．０kgf／ cｍ:の降伏曲線と応力比Ｗ＝0.8の直線の交点とした （図－１中の点り)．ＣａｍＣｌａｙモデルの降伏曲線は 次式で表わされる．最終応力状態点の平均有効応力， 偏差応力をｐＡ，ｑＡとするとｐＡ，ｑＡは次の関係を満た す．

（鎧）十ｍ(坐)＝０（１）

ＰＣ ２．実験方法 ２．１試料および実験装置 実験に用いた試料は沖縄本島中南部などに広く分布 する島尻泥岩士である．試料作製は固結状態の島尻泥 岩土を砕き，2000浬、ふるい通過分を一昼夜水に浸 し液性限界の２倍以上の高含水比状態を保ちながら撹 枠機を用いて十分に練り返す．その後，420〃ｍふる い通過分を15ｃｍモールドに充填し，鉛直圧密圧力 ０．５kgf/cｍ２（49kPa）で２０日間ＫＯ圧密を行う．こ のようにして予圧密した粘土試料から直径５ｃｍ，高 さ10ｃｍの円柱形供試体を作製し実験に用いた．表一 １に島尻粘土の物理的性質を示す． これに条件 Ｍ＝】､15,ワー0.8,ｐＧ＝２０kgf/ｃｍ２ を代入して，ｐＡ，ｑＡを求めると 表一ｌ島尻粘土の物理的性質

ｐｃ＝1.01kgf/ｃｍ２

ｐＡ＝

oxp(-ilr）

ｑＡ＝い×い＝0.81kgf/cm2となる． ここに，Ｍは限界状態線の勾配 ｑＡＰＡは最終応力状態 卵は最終応力状態の応力比でﾜﾍｰqA/ｐＡ ｐｃはCamClayModelにおける降伏応力 である． また，等方圧密終了点は平均有効応力LOlkgf/cm2， 偏差応力０ｋｇf/cm2である． 実験は５つのケースについて行った．繰り返し戯荷 除荷を行わないもの（caseｌ），１回繰り返し峨荷除 荷を行うもの（case２，３，４），３回繰り返し載荷 除荷行うもの（case５）である．各ケースで排水せ ん断試験を行った後に同一の最終応力状態点から非 排水せん断試験を軸ひず糸速度［｡＝0.10％/mｍ,0.01 %/minの2種類に設定して行っている.表－２中の 試験番号の数値は除荷開始点の応力比ヮＳＩＩと非排水せ ん断試験から得られる各供試体のＣＳＬ（限界状態 線）の勾配Ｍの比率ワｓ昨川である．なお，３回繰り 返しの方（case５）についてはワsH/MをもちいずにＡ をつけて表示している． 試験番号の最終２文字は非排水せん断試験での軸ひ ずゑ速度を表し高速せん断はInJ,低速せん断はＬＵ と記す． 実験装置は通常の軸対称三軸圧縮試験装置である． 城荷および除荷には任意に救荷（除荷）速度を設定可 能な漸増減敏荷装置を使用した．軸力は漸増減峨荷装 腫によって調整した空気圧を復動式のベロフラムシリ ンダーを通して与え，載荷ピストンに取り付けられた ロードセルで測定した．側圧は漸増減載荷装圃によっ て調整した空気圧をセル内の水圧に変換して与え，ひ ずみゲージ式の圧力計により測定した．軸方向変位は ダイヤルゲージで，供試体内部の間隙水圧は供試体上 部でひずぶゲージ式の間隙水圧計により測定している． 供試体からの排水量は供試体側面のペーパードレー ンを通してビューレットに導き，差圧変換機を用いて 測定している．また、試験全過程を通して排水側と側 圧側にLOkgf/cｍ２（98kpa）のパックプレッシャー を与えている．さらに，軸圧と側圧は偏差応力の載荷 速度が全排水せん断過程でｑ＝5.8×１０イ（kgf/cm2 /ｍin）（＝0.83kgf/cm2/day）となるように設定して いる． Ｊ１Ｊ１１１ ％％％％％％ くくくｌくＩ 亀ＬＬＩ ＧＬＰＰ 童 界界界 限限指 性性性 分分分 土 ト レ ノ 比液塑塑砂粘シ ７６１５．．． ２９３６２２６ ．．．・０５４ ２３６７１４４ ５２２

琉球大学工学部紀要第45号，１９９３ 2３ 表－２試験条件 ＣＰＯOＨＵ ＣＰＯＯＬＵ ＣＰ３ ５１ＨＵ ＣＰ ７２ＬＵ ＣＰ７５ＨＵ ＣＰＡＨ ＣＰＡ また，これら一連の平均有効応力一定の繰り返し救 荷条件ＣＰと記しⅢこれに非排水せん断まで含めた試 験をＣＰＵ試験と呼ぶことにする．表－２に試験条件 を示す． 応力ひずみパラメーターは三軸圧縮試験等で通常使 用されているパラメーターを用いる． 応力パラメーターは，平均有効応力ｐ，偏差応力ｑ， および応力比７であり，次式で表わされる ＣＰＵｔｅｓｔ ｃａｓｅ－１：O-A-D-E case-2:O-A-B-A-D-E

case-3:０－Ａ－Ｃ－Ａ－Ｄ－Ｅ

ｃａｓｅ－４ｐ－Ａ－Ｄ－Ａ－Ｄ－Ｅ

ｃａse-5IO-A--B-A-C-A-D-A-D-E

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ｑ＝Ｄａ－⑥『 ､８ ７ ｌｌ

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､６ ここで，ひ。,とび『'は三軸試験における有効軸圧と有 効側圧である．また，ひずみパラメーターは，体積ひ ずみＵとせん断ひずみ７であって，次式で定義される． ,４

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ここで，Ｇ１は三軸円柱供試体の軸方向ひずぶ（対数 ひずみ)，ＨｏとＨは初期および試験中の供試体の高 さ，ＶＯとＶは初期および試験中の体積である． －－ ＡＰ・

平均有効応力ｐ(k8f/cm1

０ 図－１応力経路概念図 繰返し 軟荷条件 パラメータ ワＳＩＩ ひず染速度 ％／ｍiｎ 試験番号 testmse 応力経路（図－１参 CＰ 0０ ００ 3６ 3６ 5１ 5５ 7２ 7５ Ａ Ａ 0.1 0．０１ 0.1 0.01 ０．１ 0．０１ 0.1 0.01 0.1 ０．０１ ＣＰＯOＨＵ CPOOLU ＣＰ３６ＨＵ CP36LU CP51HU ＣＰ５５ＬＵ CP72LU CP75HU CＰＡＨＵ ＣＰＡＬＵ casel case２ case３ case４ case５ Ｏ→Ａ→Ｄ→Ｅ Ｏ→Ａ→Ｂ→Ａ→Ｄ→Ｅ Ｏ→Ａ→Ｃ→Ａ→Ｄ→Ｅ Ｏ→Ａ→Ｄ→Ａ→Ｄ→Ｅ Ｏ→Ｂ→Ａ→Ｃ→Ａ→Ｄ→Ａ→Ｄ→Ｅ

2４呉屋・上原・原：正規圧密粘土の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について ｑ ３．試験結果と考察

ＬＯ

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0.4

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３．１平均有効応カー定排水せん断試験 図－２はｃＰｕ試験の偏差応力ｑと体積ひずみUの 関係を排水せん断開始時をｏとして示したものであ る．一般に平均有効応力一定経路で発生する体積ひず ゑはダイレイタンシ_成分であると考えられている． 図から載荷応力を除荷する際にもダイレイタンシ_成 分は回復せずにさらに増加をつづけ，蓄積されていく ことがわかるしたがって，発生する体積ひずみは塑 性体積ひずゑと象ることができる． また，ＣａｍＣ１ａｙモデルのような弾塑性構成モデル では，降伏面内では弾性挙動をすると仮定している． 弾性則に従えば体積ひず象は平均有効応力ｐにのみ 依存し,偏差応力ｑの変化に対しては発生しないは ずであるが実際には体積ひずみは発生している．さら に今回のＣＰＵ試験で発生している体積ひずみは塑性 ひずみであり，降伏面内においても塑性成分があるの でＣａｍＣ１ａｙモデルのような構成モデルではこのよう な粘土の挙動は表現できないことがわかる． 図－３は処女赦荷終了時までに発生した全体積ひず ゑと処女載荷終了時の応力比の関係を示したものであ る．両者の関係はほぼ直線関係にあり，柴田が指摘し

た結果劃と同様の関係が得られた．柴田が指摘したの

は”正規圧密粘土の体積変化は圧密圧力による成分と ダイレイタンシ一成分に分けられ，平均有効応力一定 排水試験においては，ある応力比まではダイレイタン シ_成分がほとんど発生せず，それ以上になると体積 ﾊﾄ、＿｡ ０６１ Ⅱ円頤 ＣＣＦ 。△［ ｡〔､Ｐ

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図－３全体積ひずふと応力比の関係 図－２偏差応力と体積ひずみの関係

琉球大学工学部紀要第45号，1993 2５ ひずぶは応力比の増加とともに直線的に増加するとい うものである．図－３においても直線は原点を通らず 切片をもつことから，ＣＰＵ試験においてはある応力 比（島尻粘土ではりｐ＝0.25）まではダイレイタンシ －はほとんど発生せずに限界の応力比を越えると応力 比の増加とともにダイレイタンシ_も増加する．こ の直線の勾配から島尻粘土のダイレイタンシ一係数 Ｄ＝0.038がえられる．また，この体積ひずJzkと応力 比の関係は同一の士であっても排水にかける時間の 長短により異なってくるといわれている３１． 図－４は偏差応力ｑとせん断ひずぶの関係を示し たものである．排水せん断開始時をOとしてある． 図から除荷時には回復ひずふがあることがわかる．除 荷時の初期部分に注目するとひずみは，除荷している のにかかわらずある程度まで増加しつづけ，時間的に 遅れを伴って，ひずゑは減少に転じていく．このこと は粘土が完全な弾塑性体ではなく粘性を含む材料であ ることを示している．また，この傾向は除荷開始時の 応力が高いほど，繰り返し回数の多いほど大きくみら れる． このように回復するひずゑが時間に依存するために 除荷速度によりヒステリシスループの幅や最終的なひ ずみの回復量も異なってくると思われる．除荷速度が 遅い場合，ひずふの回復に要する時間が長くなり，そ の分回復するひずみ量が多くなる．その結果ループの 下端が原点側よりになる．したがってその時のループ 勾配は除荷速度が速い場合に比べて緩くなると考えら れる． せん断弾性係数は弾性則で次のように表わされる. Ｅ Ｇ＝（８）_{２（ｌ＋P）}

‘,｡=÷G6q

（９） ｑ ００００Ｂ ４ＩｉＬ八ⅢⅢリマへ恥Ⅲ叩〉ｎｍＭｖ一八ⅡⅢ） １咄。△□ Ｖ００ｒ ＵＰＰＤ ⅡＯ３Ｒ １０６１ １ ０８

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ｑ ここで，ｶﾞｧﾋﾞはせん断ひず承の弾性成分増分 ｉｑは偏差応力増分である． 図－５はヒステリシスループの勾配と除荷開始時の偏 差応力との関係を示すものである．ここでループの勾 配はループ上下端を結ぶ直線の勾配とした． この勾配は図に示すとおり除荷開始時の偏差応力の 大きさに影響されるし，前述したように粘土の時間依 存性挙動に起因して除荷速度にも影響され，粘土骨格 自体の固有のものとなっていない．けれども(9)式から 類推されるようにＧとも深くかかわっている量であ ることに変わりない．そこでここでは，この勾配がど のように繰り返し載荷の方法によって変わるのかを調 べた． この図から１回繰り返し載荷試験では除荷開始応力

Ｊ１ｌｊＩｌｌｉ芦，

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録

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０１２

図－４偏差応力とせん断ひずみの関係

2６呉屋・上原・原：正規圧密粘土の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について [Ⅲ￣［＝

`ｑ／』γ

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△ＣＰ３６ＨＵ ｐＣＰ５１ＨＵ ◇ＣＰ７２ＨＵ ★ＣＰＡＨＵ ▲ＣＰ３６ＬＵ ■ＣＰ５５ＬＵ ◆ＣＰ７５ＬＵ ★ＣＰＡＬＵ

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0０２０．４０．６０，８１．０

図－５ループの勾配と除荷開始時応力の関係 ●■ｑ００〈叩ⅡⅡｖ００□００ （、ⅡＭｖｎｎ叩Ｍ》（恥Ⅱｗ）（価叩ｖ）へ、Ⅱｕｖ八ｍ叩Ⅲｖへ皿ⅡⅢｖへ叩Ⅱ叩ｖ〈皿ｍＭｖへ、Ⅱ叩〉 が大きくなるとループの勾配は直線的に減少していく ことがわかる．それに対して３回繰返し載荷の方はル ープ勾配は２回目の除荷までは１回繰り返しとほぼ同 一であるが３回目の除荷では一定値に近づく傾向がａｌＡ られる．これは繰り返し載荷除荷を行ったため次第に 供試体が弾性状態になりつつあるためと考えられる． これからループの勾配は繰り返しの影響を受けること がわかる．また，わずかな繰り返し回数でも弾性状態 になることがわかる．したがって，せん断弾性係数Ｇ を応力ひずみ曲線から求めようとするときには応力ひ ず象曲線が同一のループを往復する状態，つまりひず みが完全に回復し蓄積されない弾性状態に達するまで 行い求めるべきである．以上のことから単純に応力ひ ずみ曲線から，せん断弾性係数Ｇを求めるのは，救 荷速度，繰り返し回数で異なり，その粘土を代表する 値として用いるのは問題があると思われる． △ＣＰＭ

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＝～三一一二串一一 ’ 図－６応力～ひずゑ～間隙水圧関係

琉球大学工学部紀要第45号，１９９３ 2７ □U￣ｑＡ ‐‐，’・０，。，，０ ００００００００００

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図－６応力～ひずみ～間隙水圧関係

0.3

除荷開始点応力が高まるに連れてせん断ひずみの立ち 上がりは急になる． 次に最大強度についてみるとＣＰ＊＊ＨＵはその発 生時期は除荷開始点応力が高いほど，せん断開始後わ ずかなひずふで最大強度を示している ＣＰ＊＊ＬＵはCP＊＊ＨＵほど最大強度の現れる時期 は早くない．また最大強度を示した後は両方ともひず み軟化により偏差応力は低下し，せん断ひずみは増加 し続ける． 間隙水圧におよぼすひずみ速度の影響をみるためひ ずゑ速度を対数軸に間隙水圧を縦軸にとり間隙水圧は ひずみをパラメーターとして求めたものが図－７であ

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図－７間隙水圧におよぼすひずみ速度の影響

2８呉屋・上原・原：正規圧密粘土の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について

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図－８ひずみをパラメータとした間隙水圧の対数ひずみ速度に対する勾配と除荷時の繰返し応力比 の関係

0.1

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る．ひずゑ速度が0.1％／ｍｉｎの場合（CP＊＊ＨＵ） にはせん断初期に鉛直に立ち上がり，ある点に達する と急に折れ曲がり最大強度を示した後，ひず詮軟化を して限界状態線（ＣＳＬ）に沿う挙動をする．これ に対して0.01％／ｍｉｎの場合（CP＊＊LU）にはせん 断直後から限界状態線（C・ＳＬ）に向かい，最大強 度を示した後はほとんど両者ともに同じ挙動をしてい る． 図-10は非排水せん断時のせん断速度で分類した応 力径路図である．図から繰り返し応力経路の差異が非 排水せん断に与える影響はひずゑ速度ほどにはみられ ないことがわかる． 次に破壊時の供試体の状態について考察する ここで言う破壊時とは偏差応力の最大応力点，つまり 最大強度を破壊時とし記号には下添字ｆをつけて示し ている．図－１１破壊時の間隙水圧係数ＡＩを示す．間 隙水圧係数は次式で表される．

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図－７間隙水圧におよぼすひずゑ速度の影響 る.過去の研究では,Lo(1969)靴,赤井ら(1974)１ 大西ら（1983)5'の間隙水圧はひずみ速度に影響されず にひずみと一義的関係があるとするものと中瀬，亀井 （1986)７'’三田地ら（1989)剛のように間隙水圧はひず ゑ速度の増加につれて減少し，その傾向は等方圧密し たものよりも異方圧密したものが強いとする結果があ る．今回の実験は図からわかるように，ひずみ速度の 増加に伴い間隙水圧の発生量ば減少していく傾向がみ られ，中瀬，亀井（1986)，三田地ら（1989）と同様 な結果が得られた．図－８にひずゑをパラメーターと した間隙水圧の対数ひずみ速度に対する勾配と除荷時 の繰返し応力比の関係を示す．図－８からわかるよう に３回繰り返し（ＣＰＡＨＵ,ＣＰＡＬＵ）の方が他の応力 経路に比べてひずみ速度の増加に伴い間隙水圧の発生 量は減少していく傾向が大きい． 次に図－９，１０に応力径路図を示す． 各ケースにおいて非排水せん断開始点は同一である． 図－９からひずみ速度の影響が現れていることがわか Ａｕ

Ａ１＝面丁

00 ここにⅢＡｕ＝ｕｆ－ｕＡ Ａｑ＝ｑｌ－ｑＡ 下添字ｆは破壊時，Ａは非排水せん断開始時を示す． 間隙水圧係数はＣＰ７２ＨＵＣＰＡＨＵを除けばほぼ同一 で0.2～0.23の値となっている．このことから間隙水 圧係数ば応力経路，ひずみ速度の影響を受けないこと がわかる．

琉球大学工学部紀要第45号，１９９３ 2９ ｑ (ｋｇｆ／cmz） ｑ (ｋｇｆ／cma）

ＣＳ.Ｌ(M=Ｌ15）

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図－９応力径路図

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図－１２に次式で求めた非排水せん断強さを示す． 〕Ｉ

Q=÷(q,-q`）

(11） 1８

1．

ｒ・し せん断強さは，一般にせん断速度が遅いとより大きな 間隙水圧が発生するため，そｵLに伴いせん断強度も低 下する．つまり，せん断速度が速いと強度は高くなり 速度が遅いと強度は低くなる．今回の場合，図からわ かるようにＣＰ５１ＨＵ,CP55LUを除いてせん断速度が 速い方がせん断強度は高い．また，せん断強さに対し て除荷開始応力点が高くなるとせん断強さは強くな り，繰り返し応力の大きさの影響を受けていることが 脈 ■ 《、叩ＭＭｖ cma〉

０

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3０呉屋・上原・原：正規圧密粘土の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について

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■ （、皿皿町〉 ＪＣＰ、［ 図－１０応力径路図

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わかる． 図－１３に破壊時の偏差応力を示す．ひずみ速度， 応力経路の差異があるにもかかわらず，破壊時の偏 差応力は各ケースほぼ同一の値である．図－１４は

００．２０．４０．６０．８１０

図－１３破壊時の偏差応力

琉球大学工学部紀要第45号，１９９３ 3１

刀壷/Ｍ

ほど強い． ４）非排水応力経路に対して非排水せん断速度の影 響は強くふられるが繰り返し応力経路の影響は あまりない． 5）破壊時の応力状態は非排水せん断開始点が同一 であればどの応力経路，非排水せん断速度にお いても同一である．

1． ５

０ ．勺ⅡⅡ凸

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OcpooHu●cPooLu △ＣＰ３６ＨＵ▲ＣＰ３６ＬＵ ｐＣＰ５１ＨＵ■ＣＰ５５ＬＵ ◇CP72HU◆CP75LU ☆ＣＰＡＨＵ★ＣＰＡＬＵ 謝辞 股後に，卒業研究として精度の高い実験を行い，デ ータ整理をしてくれた平成３年度卒業生瑞慶覧長費 （応用地質）君に深く感謝します．

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ワニＨ

０

０２０４０６０．８１０

図－１４破壊時の応力比 記号説明 破壊時の応力比を示している．これも偏差応力と同 様に各ケース同一である．よって各ケースについて破 壊時の応力状態は同じといえる．過去の研究'1による と同一の等価圧密圧力をもつ粘土の破壊状態は非排 水せん断以前の排水条件，応力経路に依存せず同一に ることがわかっている．したがって，今回の応力経路 に対しても同じことがいえる． (kgf/cm2） (kgf/cｍ'） (kgf/cm2） 軸方向有効応力 径方向有効応力 平均有効応力 ｐ＝1/３（ｄ，,＋２応,） 偏差応力ｑ＝｡，－｡３ 応力比リーq/ｐ 軸方向ひず糸 径方向ひずふ せん断ひずJｋ ７＝２／３（吟－６『） 体積ひずみＵ＝凸＋２Ｅ『 限界状態線の勾配 平均有効応力一定排水せ ん断終了時の平均有効応 力 平均有効応力一定排水せ ん断終了時の偏差応力 平均有効応力一定排水せ ん断終了時の間隙水圧 平均有効応カー定排水せ ん断終了時の応力比 除荷開始応力点の応力比 破壊時の偏差応力 破壊時の応力比 破壊時の過剰間隙水圧係 数 破壊時の過剰間隙水圧 非排水せん断時の過剰間 ａｒ Ｕ汀一山正 (kgf/cm2） ａｒ 【叩矼》〃０ＰＣＦし》０Ｊ Ｊ１１ ％％％ くＩ！ ４．結論 今回，正規圧密粘土を用いて静的な平均有効応力一 定繰返し排水せん断試験を行った．その結果，以下 の結論が得られた． １）静的平均有効応力一定繰返し排水せん断中に発 生する体積ひずみは荷重を除荷しても回復せず に蓄積されていく． また，除荷開始までに発生する体積ひずふと除 荷開始点の応力比には直線関係が見られた． （ダイレイタンシ一係数Ｄ＝0.038,りり＝0.26） ２）繰返しによるヒステリシスループの勾配は繰り 返し回数の影響を受け，繰返し回数が多いほど 緩くなり，また載荷除荷の速度によっても影響 を受けると考えられる．これからせん断弾性係 数Ｇを求めると条件より値が異なることにな る．このため単純に応力ひずみ曲線から求める ことはできない． ３）非排水せん断速度が速い場合，応力ひずみ曲線 の立ち上がりは急で，最大強度は速い段階で現 れる．この傾向は除荷開始点応力の大きいもの (％） ０Ｍ砂 (kgf/cm2） (kgf/cm2） ｑＡ (kgf/cm2） ＵＡ １７Ａ りＳＨ ｑf １７ｆ Ａｒ (kgf/cm2） (kgf/cm2） (kgf/cm2） ｕＩ Ａｕ

3２呉屋・上原・原：正規圧密粘土の静的平均有効応力一定繰り返し排水せん断試験結果について 隙水圧増分 非排水せん断時の偏差応 力増分 せん断強さ 非排水せん断時のせん断 ひずゑ増分 せん断ひずみ増分 ダイレイタンシ_の生じ ない限界応力比 ダイレイタンシー係数 試験中の供試体の高さ 初期の供試体の高さ 初期の供試体の体積 試験中の供試体の体積 圧密試験によるｅ－ｌｎｐ 線の勾配 ＣａｍＣｌａｙモデルにおけ る降伏応力 せん断弾性係数 体積弾性係数 弾性係数 ポアソン比 載荷速度 除荷時の偏差応力増分 せん断ひずみの弾性成分 増分 ＜参考文献＞ △ｑ（kgf/cm2） 1）Roscoe,Ｋ､Ｈ,Schohield,Ａ・NandThumirajah， Ａ,：Yieldingofclayinstateswettterthancri-tical,Geotechnique,ＶＯＬ１３，Ｎ０．３，ｐｐ、 ２１１～２４０，１９６３． ２）柴田徹（1963）ｉ粘土のダイレイタンシ一につ いて，京都大学防災研究所６号，ｐｐ､128-134 ３）柴田，太田，関口；土の応力，変形，強度特性 上と基礎,Vol､２４Ｎ０．８ｐｐｌｌ－２２ ４）Ｌ０，Ｋ．Ｙ・（1969）iThePorePresure-Stram RelationshipofNormaUyConsolidatedUndra-inedclays,CanadianGeotechicalJoumaL VoL6，ｐｐ３８３～４１２． ５）赤井，足立，安藤（】974）；飽和粘土の応力一ひ ずみ－時間関係，土木学会論文報告集，第225号， ｐｐ５５－６Ｌ ６）大西有三・梅田和男（1983）；ＫＯ圧密粘土のせん 断特性について，第１８回土質工学研究発表会講 演概要集.ｐｎ４１９～422. 7）Nakase,ＡａｎｄＫａｍｅｉ,Ｔ、（1986）；Influence ofstrainrateonundraiT1edshearcharacteristics ofKo-consolidatedcohsivesoiles，”soilsand FoundationVoL26，Ｎｏｌ，ｐｐ、８５～95. 8）三田地・小田・藤原・池浦（1986）；異方圧密粘 土の構成式と土質パラメーター決定法に関する研 究昭和63年度科学研究費用補助金研究成果報告 書Ｐｐｌ～17. 9）原久夫；正規異方圧密粘土の非排水せん断特性 琉球大学工学部紀要第３１号，1986. (kgf/cm2） (kgf/cm2） ７ ｕ Ｃ△ ６７（％） りり ０⑪ ，ＨＨｖｖ葡八 １１ １１３３ ｍｍｍｍ ＣｃｃＣ ｌＩＩＩ ロ（kgf/cm2） (kgf/cm2） (kgf/cm2） (kgf/cm2） Ｐ 〔ｕ②ＦＩ ＧＫＥし・ｑ６６ (kgf/cm2/day） (kgf/cm2） (％）