Microsoft Word - H25地盤支部（山木）

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しほこかなり
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泥炭地盤における土構造物に大きな被害が生じていることを考えるとこの問題を解決する必要性は高いといえる少ない既往研究ながらも能登熊谷 1) 石原ら 2) および佐藤ら 3) が正規圧密状態の泥炭または高有機質土の繰返し三軸試験を行いその初期せん断剛性率や動的変形特性を報告しているしかし泥炭のように植物繊維が水平に堆積してできた構造異方性が強い土に対して供試体の 4

1 過圧密泥炭の微小ひずみにおけるせん断剛性率と動的変形特性土木研究所寒地土木研究所正会員林宏親同上正会員山梨高裕同上正会員橋本聖同上正会員山木正彦 1. まえがき地震応答や交通振動伝播など地盤の動的挙動を解析する場合土の微小ひずみにおけるせん断剛性率 ( 以下初期せん断剛性率 ) および動的変形特性 ( せん断剛性率と履歴減衰率のひずみ依存性 ) の把握が重要となるしかしこの分野における泥炭に関する研究は砂や粘土などの無機質土に比べ研究事例が極めて少なく未だ不明確な部分を残しているのが現状である過去の大規模地震において泥炭地盤における土構造物に大きな被害が生じていることを考えるとこの問題を解決する必要性は高いといえる少ない既往研究ながらも能登熊谷 1) 石原ら 2) および佐藤ら 3) が正規圧密状態の泥炭または高有機質土の繰返し三軸試験を行いその初期せん断剛性率や動的変形特性を報告しているしかし泥炭のように植物繊維が水平に堆積してできた構造異方性が強い土に対して供試体の 4 面に繰返し荷重が作用しさらに供試体の等方性を仮定して間接的にせん断剛性を求める繰返し三軸試験を適用することへの疑問が指摘されている 1) このことを踏まえると堆積面に水平に直接繰返し荷重を作用させかつ直接せん断剛性を得ることができる繰返しねじりせん断試験の方が適切な試験と考えられる林ら 4) は北海道各地から採取した泥炭と有機質粘土について正規圧密状態の繰返しねじりせん断試験を実施しているその結果初期せん断剛性率を含水比と有効拘束圧の関数で表現する実験式を得ているさらにせん断剛性比および履歴減衰率ついて Hardin-Drnevich モデル ) を適用し必要なパラメータである規準ひずみおよび最大履歴減衰率と有効拘束圧や含水比の関係を明らかにした上でその実験式を提案している一方能登熊谷 1) Wehling et al 6) および近江ら 7) は過圧密状態における泥炭の初期せん断剛性率が正規圧密状態より大きいことを指摘しているが限られたデータを基にした定性的な議論にとどまっている泥炭地盤は人為的な応力変化がなくても地下水位の季節変動などによって容易に過圧密状態になる 8) そこで本検討では林ら 4) の実施した正規圧密泥炭の研究を進展させて過圧密履歴を受けた粘土と物性の異なる3 種類の泥炭の繰返しねじりせん断試験を行い過圧密比と初期せん断剛性率の関係せん断剛性率や履歴減衰率のひずみ依存性などを調べたさらにその結果に基づいて実験式を提案した 2. 実験概要 2.1 試料天塩町雄信内と江別市江別太 ( 図 1) においてシンウォールサンプリングした不撹乱泥炭および粘土を用いて実験を行った物性値を表 1に示す以下天塩町雄信内の深度 2.~2.8m から採取した泥炭を天塩泥炭 A 深度 3.~3.8m の泥炭を天塩泥炭 B 深度.~.8m の粘土を天塩粘土江別市江別太の深度 2.7 ~3.m から採取した泥炭を江別泥炭と呼ぶなお泥炭地盤は極めて不均質に堆積しているため同一箇所深度で採取した試料であっても各供試体で物性がばらつく恐れがあるそのため採取した試料のうち繊維質の含有や分解の度合いが大きく変わらない部分から同一試料の供試体を作製するよう努めたさらに試験後の供試体の強熱減量を測定し物性が大きく変わらないことを確認した Shear Modulus at Small Strain and Dynamic Properties of Overconsolidated Peat: Hirochika HAYASHI (Civil Engineering Research Institute for Cold Region), Takahiro YAMANASHI, Hijiri HASHIMOTO and Masahiko YAMAKI 7

2 2.2 実験方法繊維質を多く含む泥炭の場合供試体の作製設置方法が重要となるのでここで詳細に記述する基本的には地盤工学会基準土のねじりせん断試験用中空円筒供試体の作製設置方法 (JGS ) に従ったまず押し抜き器を用いて慎重にシンウォールチューブから試料を取り出しワイヤソーで適当な長さに切断した後ワイヤソーとストレートエッジを使用して供試体側面を整形したこの際根や茎などの繊維を切断することが困難な場合にははさみとカッターナイフを用いた次にモールドを取り付け上下端面を丁寧に整形しドリルガイドを取り付けドリルで内孔を整形するための先行孔を空けた先行孔にワイヤソーを通し供試体内側を少しずつ慎重にくり抜いたが繊維を切る際にはさみやカッターナイフを併用した最後に内孔をストレートエッジで整形した使用した泥炭は繊維質を含むものだったが以上の手順を慎重かつ手早く行うことで所定の供試体を成形することができたなお供試体の寸法は外径 7mm 内径 3mm 高さ 7mm とした供試体の設置では圧密時間の短縮を図るため供試体内孔面および外周面にろ紙 (.cm 8cm) を等間隔に各々 6 枚使用した供試体の飽和に際してはまず供試体内部の空気を徐々に二酸化炭素で置換した上で脱気水を供試体に供給し間隙を脱気水で満たした後に kn/m 2 の背圧を載荷した.98~1. の B 値が確認されているこのように作製設置された供試体に対して地盤工学会基準 (JGS 43) に従い繰返しねじりせん断試験を行った泥炭試料の過圧密履歴はまず圧密試験から得られた圧密降伏応力 ( 表 1) より十分に大きな圧力 (6~ kn/m 2 ) で圧密し 3t 法により圧密を打ち切った後 3kN/m 2 まで圧力を低下させることで過圧密比, 3, を得た ( 表 2) 泥炭は強い構造異方性を有することがよく知られているがその初期せん断剛性率や動的変形特性は有効拘束圧の異方圧密応力比にあまり関係ないこと 9) から実験の単純化を図るため等方の圧力を与えた粘土試料についても同様な手法で過圧密履歴を与えた ( 表 2) その後非排水条件下で正弦波 (.Hz) の繰返しねじり力を 1 載荷段階につき 11 波載荷した天塩町雄信内江別市江別太図 1 試料の採取位置図表 1 試料の採取場所略称および物性箇所名略称土質採取深度 (GL-m) 土粒子密度自然含水比強熱減量初期間隙比圧縮指数圧密降伏応力分解度 ( 水洗い ) ρ s (g/cm 3 ) W n (%) Li (%) e C c P c (kn/m 2 ) H (%) 分解度 (Von Post) 天塩泥炭 A 泥炭 2. ~ ~783 68~ H 天塩町雄信内天塩泥炭 B 泥炭 3. ~ ~742 39~ H 天塩粘土粘土. ~ 江別市江別太江別泥炭泥炭 2.7 ~ ~411 28~ H7 8

3 土質泥炭粘土条件表 2 実験条件過圧密比 OCR 圧密圧力 p (kn/m 2 ) 正規圧密過圧密 3 9 正規圧密過圧密拘束圧 σ c (kn/m 2 ) 3 3. 実験結果と考察 3.1 過圧密履歴が初期せん断剛性率に与える影響図 2に OCR と初期せん断剛性率 G の両対数における関係を示す岩崎ら ) は豊浦砂のような細粒分の少ない砂では G に及ぼす過圧密履歴の影響はほとんどないが細粒分の多い砂では過圧密履歴によって G の値が正規圧密状態に比べ増加するとしている Kokusho et al 11) は ~ の過圧密粘土の G が正規圧密粘土のそれより 3% 程度大きいとしているこれに対して泥炭では図 2に示すように両対数軸上において OCR の増加に伴い G がほぼ線形に増加したこの傾向は粘土と比べて泥炭のほうが著しい以上のことから泥炭の G は過圧密履歴の影響を顕著に受けることがわかり G を決定する際にその過圧密履歴を考慮することが重要といえる初期せん断剛性率 G (MN/m 2 ) 1 1 過圧密比 OCR 天塩泥炭 A(Li =72%) 天塩泥炭 B(Li =%) 江別泥炭 (Li =39%) 天塩粘土 (Li =%) 図 2 過圧密比と初期せん断剛性率 Li: 各試料の強熱減量 (4 供試体の平均値 ) 9

4 図 2の関係をより明確にするために正規圧密状態の G (G ) に対する過圧密状態の G (G OC ) の比 G OC /G と OCR の両対数上における関係を図 3に示すこの際基準である G のばらつきが結果を大きく左右するこのばらつきの影響を排除するため 2.1 で述べた通り同一の泥炭試料において供試体のばらつきがないように配慮をしたが不撹乱試料を扱う限りこの影響を完全には排除できないしたがってここでは既往の研究成果 4) である式 (1) を用いて平均的な G を算出した上でその値を使って実験から得た G OC を正規化することで G OC /G を求めたここで G の単位は MN/m 2 W c は圧密後含水比 (%) σ c は有効拘束圧 (kn/m 2 ) である G =.72W c -.32 σ c.86 (1) いずれの試料においても OCR の増加にしたがって G OC /G が線形的に増加したすなわち両者の関係は式 (2) で表現されるこの傾き (OCR の指数 )m を最小二乗法によって求めたところ試料によって m が異なり粘土では m=.3 泥炭では m=.9~.82 であった近江ら 7) は天塩粘土と江別泥炭の中間程度の物性に相当する含水比 8~36% の泥炭に対する実験から m=.48 を得ており今回の実験結果の傾向に近いこれらのことは G OC は式 (2) によって G と OCR の関数で表現できるとともに OCR の指数 m が定数ではなく試料の物性によって異なることを示している G OC /G = OCR m (2) 天塩泥炭 A(Li =72%) 天塩泥炭 B(Li =%) 江別泥炭 (Li =39%) 天塩粘土 (Li =%) G OC /G = OCR m m=.82 m=.73 GOC/G m=.9 m= 過圧密比 OCR 図 3 過圧密比と G OC /G Li: 各試料の強熱減量 (4 供試体の平均値 ) Hardin and Black 12) は過圧密粘土の G と OCR に式 (2) の関係が認められ今回の実験結果と同様に m は定数ではなく塑性指数に応じて変化するとしている塑性指数のような物理インデックスから m を推定できると実務において有用な情報となるしかし泥炭では繊維質が多いためコンシステンシー試験の実施が困難である試料を裏ごしして繊維質を排除あるいは物理的に分解すると試験は実施できるがその結果はあまり意味を持たないと考えられる一方泥炭の力学的定数は自然含水比や強熱減量と関連付けて整理されることが多い今回の実験結果の整理を考えると圧密の前後で変化しない値である強熱減量が便利であるそこで図 4に強熱減量と m の関係を示す強熱減量が増加するとともに m が比例的に増加することがわかるこの関係は式 (3) で近似できるここで Li は強熱減量 (%) である m =.7Li (%) +.27 (3)

5 1 m. m =.7 Li (%) +.27 強熱減量 L i (%) 図 4 強熱減量と m 既往の研究 4) において提案した正規圧密状態の泥炭と有機質粘土の G の推定式に本検討で得られた結果を加えて過圧密履歴の影響を考慮する OCR の項を付与した推定式を以下に示すここで G の単位は MN/m 2 W c は含水比 (%) σ c は有効拘束圧 (kn/m 2 ) Li の単位は % である式 (4) および式 () は正規圧密および過圧密状態の両方ともに含水比と強熱減量から G を簡易に推定できる式であり実務において有用である有機質粘土 :G = 1.284W -.17 c σ.64 c OCR (.7Li +.27) (4) 泥炭 :G =.72W c σ c OCR (.7Li +.27) () 3.2 過圧密履歴がせん断剛性率および履歴減衰率のひずみ依存性に与える影響本節ではせん断剛性率および履歴減衰率のひずみ依存性に与える過圧密履歴の影響を検討する代表的な結果として本検討で扱った泥炭のうち中間的な物性値を有する天塩泥炭 B のせん断ひずみとせん断剛性比 ( 初期せん断剛性率で正規化したせん断剛性率 )G/G の関係を図に示す正規圧密泥炭と過圧密泥炭を比較すると過圧密泥炭は全ての OCR において正規圧密泥炭とほぼ同じ曲線であった全てのケースにおいてせん断ひずみ.3% 程度からせん断剛性比の低下が見られせん断ひずみ.4~.7% の時には初期の. 程度のせん断剛性まで低下した安田山口 13) は粘土シルト砂質シルトならびに砂砂礫のせん断剛性率のせん断ひずみ依存性を報告しているそれによると砂砂礫のひずみ依存性が最も強く続いて砂質シルト粘土シルトの順であり最も弱いひずみ依存性を示した粘土シルトでは.% 程度から剛性の低下が認められている図における泥炭のせん断ひずみ依存性はこの粘土シルトよりもさらに弱いものであるこの傾向は既往の研究 4) でも得られており泥炭の一般的な傾向といえる天塩泥炭 B(Li =%).8 G/G E-4 1E-3 1E-2 1E-1 1E+ 1E+1 せん断ひずみ γ (%) 図天塩泥炭 B のせん断ひずみとせん断剛性比 (: 正規圧密 Li: 強熱減量の平均値 ) 11

6 図 6に天塩泥炭 B のせん断ひずみと履歴減衰率の関係を示すここでも過圧密泥炭は全ての OCR において正規圧密泥炭とほぼ同じ曲線であったまたいずれの試料においても.1% 程度より大きなせん断ひずみではひずみが増加するにつれて履歴減衰率が増加した安田山口 13) が実施した他の土質の実験結果では泥炭や有機質粘土より大きい履歴減衰率を示しておりその傾向はせん断ひずみが大きい領域において著しいなお能登熊谷 1) においても泥炭のせん断剛性比および履歴減衰率のひずみ依存性について本検討と同じ傾向が報告されている 2 天塩泥炭 B(Li =%) 1E-4 1E-3 1E-2 1E-1 1E+ 1E+1 せん断ひずみ γ (%) 図 6 天塩泥炭 B のせん断ひずみと履歴減衰率 (: 正規圧密 Li: 強熱減量の平均値 ) 土のせん断剛性率と履歴減衰率のひずみ依存性 ( 動的変形特性 ) の単純化には式 (6) および式 (7) で表現される Hardin-Drnevich モデル ( 以下 H-D モデル ) が良く用いられるここで γはせん断ひずみ (%) γ r は G/G =. におけるせん断ひずみ ( 規準ひずみ (%)) h は履歴減衰率 (%) h max は最大履歴減衰率 (%) である式からわかるように H-D モデルは動的変形特性を双曲線近似したものである規準ひずみγ r と最大履歴減衰率 h max を決定すると動的変形特性すなわちせん断ひずみと G/G やせん断ひずみと履歴減衰率の曲線関係を得ることができる能登熊谷 1) は泥炭の動的変形特性に H-D モデルが適用できることを指摘しているこれを受けて林ら 4) は正規圧密泥炭および有機質粘土のγ r と h max を含水比や有効拘束圧から推定できる実験式を提案している G/G = 1/(1+ γ/ γ r ) (6) h = h max (1-G/G ) (7) γ r OC / γ r 1.1 天塩 A( 泥炭 Li =72%) 天塩 B( 泥炭 Li =%) 江別 ( 泥炭 Li =39%) 天塩 ( 粘土 Li =%) 過圧密比 OCR 図 7 過圧密比とγ roc /γ r Li: 各試料の強熱減量 (4 供試体の平均値 ) 12

7 正規圧密状態のγ r (γ r ) に対する過圧密状態のγ r (γ r OC ) の比 γ r OC /γ r と OCR の関係を図 7に示すここで γ r OC /γ r は対数表示である泥炭のγ r OC /γ r は.8~1.6 の範囲であった OCR ならびに泥炭の物性に対して一定の傾向は認められない土の動的変形特性においてせん断ひずみはオーダーで議論されることが多いことから今回得られたγ r OC /γ r の範囲 (.8~1.6) に有意な差はないと判断でき泥炭の G/G に過圧密履歴は影響を与えないと言える岩崎ら ) や Kokusho et al 11) も砂や粘土に関してせん断剛性率のひずみ依存性に及ぼす過圧密履歴の影響は少ないと報告している次に履歴減衰率について検討する図 8に G/G と履歴減衰率の関係を示す履歴減衰率が式 (7) で表現されるとすれば図 8において G/G と履歴減衰率は直線関係となり G/G = の時の Y 切片が最大履歴減衰率になるいずれの試料においても G/G =.8 より大きい領域を除いて概ね直線関係にあり正規圧密と過圧密試料に明瞭な差は認められなかった 2 天塩泥炭 A 2 天塩泥炭 B G/G G/G (a) 天塩泥炭 A (b) 天塩泥炭 B 2 江別泥炭 2 天塩粘土 G/G G/G (c) 江別泥炭図 8 G/G と履歴減衰率 (d) 天塩粘土以上のことから泥炭のせん断剛性率および履歴減衰率のひずみ依存性 ( 動的変形特性 ) に及ぼす過圧密履歴の影響はほとんどないと判断できるすなわち既往の研究 4) で得られた正規圧密泥炭の動的変形特性やその推定式は過圧密泥炭にも適用できる 4. まとめ本検討において過圧密履歴を受けた粘土と物性の異なる3 種類の泥炭の繰返しねじりせん断試験を行い過圧密比と初期せん断剛性率の関係せん断剛性率や履歴減衰率のひずみ依存性などを調べた得られた主な結論を要約すると以下の通りである 13

8 1 両対数軸上において泥炭の過圧密比 OCR が増加するに伴い初期せん断剛性率 G がほぼ線形に大きくなる傾向が認められたこの傾向は粘土と比べて泥炭のほうが著しいつまり泥炭の G は過圧密履歴の影響を顕著に受けることから G を決定する際にその過圧密履歴を考慮することが重要といえる 2 両対数軸上において OCR が増加するに伴い正規圧密状態の G(G ) に対する過圧密状態の G(G OC ) の比 G OC /G が線形的に増加したつまり G OC /G = OCR m の関係が認められた 3OCR の指数 m は定数ではなく強熱減量 Li が増加するとともに m が比例的に増加することが明らかになったこの関係は m =.7Li (%) +.27 式 (3) で近似できた以上のことから過圧密履歴の影響を考慮する OCR の項を付与した G の推定式を提案した 4 泥炭のせん断剛性率および履歴減衰率のひずみ依存性に及ぼす過圧密履歴の影響はほとんどないことがわかったすなわち既往の研究 4) で得られた正規圧密泥炭の動的変形特性やその推定式は過圧密泥炭にも適用できる参考文献 1) 能登繁幸熊谷守晃 : 泥炭の動的変形特性に関する実験的研究土木試験所月報 No.393 pp ) 石原研而國生剛治堤千花石田寛和 : 高有機質土の動的変形特性に関する研究土木学会第 8 回年次学術講演会講演概要集 (Ⅲ 部門 ) pp ) 佐藤望真荻野俊寛高橋貴之林宏親及川洋 : 有機分を含む土の初期せん断剛性率および規準ひずみの定式化地盤工学ジャーナル 8(1) pp ) 林宏親西本聡橋本聖梶取真一 : 中空ねじり試験による正規圧密泥炭の動的変形特性地盤工学会北海道支部技術報告集 No.3 pp ) Hardin,B.O. and Drnevich,V.P.: Shear Modulus and Damping in Soils; Design Equations and Curves, Journal of Soil Mechanics and Foundation Engineering, ASCE, 98(SM7), pp , ) Wehling, T. M., Boulanger, R. W., Arulnathan, R., Harder Jr., L. F., Torres, R. A., Driller, M. W. :Nonlinear Dynamic Properties of a Fibrous Organic Soil, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 129(), pp , 23. 7) 近江健吾森友宏風間基樹渦岡良介仙頭紀明 : 宮城県における高有機質土の動的変形特性第 42 回地盤工学研究発表会発表講演集 pp ) Hayashi, H., Yamazoe, N., Mitachi, T., Tanaka, H. and Nishimoto, S. : Coefficient of Earth Pressure at Rest for Normally and Overconsolidated Peat Ground in Hokkaido Area, Soils and Foundations, 2(2), pp , ) 林宏親西本聡橋本聖梶取真一 : 泥炭の動的変形特性に及ぼす圧密条件の影響地盤工学会北海道支部技術報告集 No.1 pp ) 岩崎敏男龍岡文夫高木義和 : 地盤の動的変形特性に関する実験的研究 (Ⅱ)- 広範囲なひずみ領域における砂の動的変形特性 - 土木研究所報告 No ) Kokusho, T., Yoshida, Y. and Esashi, Y.: Dynamic Properties of Soft Clay for Wide Strain Range, Soils and Foundations, 22(4), pp.1-18, ) Hardin,B.O. and Black, W. L.: Vibration Modulus of Normally Consolidated Clay, Journal of Soil Mechanics and Foundation Engineering, ASCE, 9(SM6), pp.31-37, ) 安田進山口勇 : 種々の不攪乱土における動的変形特性第 2 回土質工学研究発表会発表講演集 pp

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