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1 都市安会議室 不飽和土の数理モデルに基づく締固め土構造物の力学挙動評価

2 発表構成 1: 研究背景 目的 2: 土 / 水連成有限要素解析 3: 土 / 水 / 空気連成有限要素解析 4: 土の締固めと不飽和土の力学を考慮した締固めメカニズム 5: 不飽和土を考慮した築堤シミュレーション 6: 結論

3 研究背景 目的 土構造物 安定性や変形特性の向上を目的 ( 締固め土で構成 ) 降雨や地震によって 機能が低下しているものも少なくない 締固め土の評価 (1) 規格化された室内締固め試験結果を現場に適用する管理 (2)Proctor の手法など... (3) 工法規定管理などを通してその特性を評価する手法 経験的管理 締固め土の強度発現メカニズムが解明されていない 安定解析の場合 (1) 斜面を有する構造物では初期応力状態の推定が重要 (2) 斜面を有する盛土では主応力方向を一義的に決定することができない 通常, 斜面を有する地形の解析は弾性体として境界値問題を解く 得られた解を初期応力状態とすることが一般的である 盛土構造物は不飽和地盤である 不飽和土の力学から締固めメカニズムを説明する 盛土を再現 得られる応力状態に及ぼす影響について検討する

4 土 / 水連成解析 地表面不等沈下 降雨 谷埋め土 ( 不飽和 ) case1 Surface movement (m) Distance from center (m) Ⅰ Ⅱ Ⅲ Total head (m) Ⅰ 3 Ⅱ Ⅲ Time (day) case2 Surface movement (m) 不等沈下の発生 -5 5 Distance from center (m) Ⅰ Ⅱ Ⅲ Total head (m) 降雨履歴 Ⅰ Ⅲ 3 Ⅱ Time (day)

5 土 / 水連成解析 植生の蒸散による地表面沈下 1m poznan clay boulder clay 1m 飽和度 5m 232m 体積ひずみ Residual surface settlement (m) Buliding X (m) 地表面沈下量 casea caseb casec

6 土 / 水 / 空気連成有限要素解析 不飽和土 / 水連成排水 非排水 / 排気条件の解析手法 ( 完全排気条件 ) しかし 豪雨地盤内に間隙空気が封入圧力が大きくなる 土構造物の崩壊などを誘発 ( 斜面などの盛土 ) 浸水性が低下し浸透施設の機能が低下 ( 浸透ます等の雨水施設 ) 不飽和土 / 水 / 空気連成間隙空気の圧縮性等を考慮する (1) 供試体内の不均一性 (2) 間隙空気封入による変形特性の違い 間隙空気圧 間隙空気圧を考慮するため有限要素法に取り込む 間隙空気圧が供試体等に及ぼす影響を検討する

7 土 / 水 / 空気連成有限要素解析 Borja,24 気相を考慮した連続条件式の導出導出条件各相の質量保存則空気の圧縮性の考慮理想気体の温度一定を仮定 M 質量 M a M w M s 気相 液相 固相 V a V w V s 体積 V 気相 + 固相 : 連続条件式 ( ) ( )( ) n 1 Sr 1 n 1 Sr 1 ns r + p a + p sd + ( 1 Sr) divv+ divwa = K K ρ a sd a 固相と液相の非圧縮性( Ksd =, Kw = ), 不飽和状態 ( S ) r 1 ˆ, w = ρ ( v v ) ˆ ρ = n( 1 S ) a a a ρ a r a 気相を考慮した連続条件式 pa ( 1 S ) ε r v + ns r n( 1 Sr) div n( 1 Sr)( a ) p v v = a

8 不飽和土 / 水 / 空気連成有限要素解析 不飽和土 / 水 / 空気連成初期値 境界値問題 土は土粒子とその間隙を埋める間隙水と間隙空気からなる. 地盤の挙動を微分方程式によって記述するために土の構造骨格と間隙水と間隙空気とを連続体として取り扱う 土の構造骨格 つりあい式 div σ = T ( σ = σ ) 変位 - ひずみ関係式 ( u) S 間隙水 連続条件式 ε = ε = divv ns v r 土 不飽和弾塑性構成式 ep σ = D : ε CS e 間隙空気 気相を考慮した連続条件式 ( ) ε ( ) ダルシー則 不飽和土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム 間隙空気 間隙水 DACSAR-MP p a 1 Sr v + nsr n 1 Sr divv a = K ダルシー則 v = k gradp a a a a v = k gradh ( K = p + p ) a a a 境界条件 応力境界流量境界空気圧境界 変位境界水頭境界空気量境界 初期条件 σ = σ 有効応力 t= 全水頭 h = h t = 空気圧 Pa = P a t =

9 有限要素解析フロー 釣合式 連続式 ( 固相 + 液相 ) 連続式 ( 固相 + 気相 ) KUKUHKUA u Δ KHUKhtKhKHA h Δ θ 2 Δ tt t=+δ KAUKAHKAtKA p Δ θ Δ a FKhKp tq= Δ + + Δ 1 t Δ 1NNUHUAΔ + { γ w} + at{ } t K1NNh2tKh1hKHAp{ } ( ( θ) ){ γ w} at{ } tqnnakahhkatkap{ } { γ w} + ( + Δ ( θ) at){ } t 釣合式 連続式 ( 固相 + 液相 ) 連続式 ( 固相 + 気相 ) 変位 -ひずみ関係式構成式 1 S ep s ε = ( u ) σ = D : ε C 2 S e 有効応力 N = + p s σ σ 1 水頭 - 水圧 p w = ρ gh w M 水分特性曲線 S r Sr = p s w 不飽和土弾塑性構成モデル S e -hモデルの降伏関数 p p q p f ( σ, Se, εv ) = MDln + D εv = ζ p p sat 前進型 Euler 法 εσ,, p, S w r Δu, Δh, Δpa : 未知数

10 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証

11 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 非排水 非排気,1 次元圧縮のシミュレーション ( 状態方程式の確認 ).1m メッシュ図 解析条件 m 材料定数 初期条件 λ 水分特性曲線 上辺に.1mm/min の変位速度を与え, 体積を変化させる 初期サクション, 飽和度を 1~4 の 4 パターン与え解析 Degree of saturation S r (-) κ M ν m a n k( cm day) Sr D A D B W A W B e 1. ka Suction s (kpa) 1 5 ( cm day) 1 3

12 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 非排水 非排気,1 次元圧縮のシミュレーション ( 状態方程式の確認 ) 解析結果 Air Volume (m 3 ) Air pressure P a (kpa) Displacement(m) 変位 - 間隙空気体積 体積変化量は等しく与えられている Air Volume (m 3 ) Displacement(m) 変位 - 間隙空気圧 間隙空気体積が減少すると間隙空気圧が増加 Air pressure P a (kpa) theory 間隙空気体積 - 間隙空気圧 PV= 一定の曲線

13 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証.1m サクション変化時のシミュレーション メッシュ図 材料定数 初期条件 λ.1m Degree of saturation S rf =1. Wetting: A=-24., B=4.6 Drying: A=-34.7, B= Suction (kpa) 解析条件 初期サクション:3kPa 全端 4 点 : 水圧上昇と減少 : 空気圧上昇と減少 Logistic curve Eq. S S r = rf - S rc +Src 1+exp(A+Blns) 水分特性曲線 κ M ν m a n k( cm day) Sr D A D B W A W B e 1. ka 1 5 ( cm day) 1 3 S rc =.15 サクション上昇 サクション減少 Degree of Saturation Sr(-) 初期 Suction s (kpa) Degree of Saturation Sr(-) 空気圧増加水圧減少理論脱水曲線 水分特性曲線移動結果 空気圧減少水圧増加理論吸水曲線 Suction s (kpa) 水分特性曲線移動結果 初期

14 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 排水 排気境界で釣合式の確認.1m m Suction s (kpa) メッシュ図 Degree of saturation S r (-) 水分特性曲線 材料定数 初期条件 λ κ M ν m a n k( cm day) Sr D A D B W A W B e 1. ka 1 5 ( cm day) 1 3 解析条件 上辺に荷重を与える サクション変化が等しくなるように水圧もしくは空気圧を作用させる 空気圧と有効応力

15 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 排水 排気境界で釣合式の確認 4 Suction(kPa) 荷重 + 空気圧 1 荷重 + 水圧 2 荷重 + 空気圧 2 荷重 + 水圧 3 荷重 + 空気圧 3 荷重 + 水圧 4 荷重 + 空気圧 4 荷重 + 水圧 解析結果 1 2 Time(day) サクション変化有効応力が等しく増加 Effective means stress p'(kpa) Time(day) 有効応力変化 Displacement(m) Time(day) 沈下量

16 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 DACSAR-UA との比較 ( 排水 非排水 / 排気せん断 ).1m.1m Suction s(kpa) メッシュ図水分特性曲線 材料定数 初期条件 λ κ M ν m a n k( cm day) Sr D A D B W A W B Degree of Saturation Sr e CASE ka CASE3 1 5 ( cm day) 1 3 CASE4 CASE2 解析条件 正規状態, 過圧密状態ともに解析 上辺に.1mm/minの変位速度を与える

17 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 DACSAR-UA との比較 ( 排水 排気せん断 ) 解析結果 Deviator stress q(kpa) Deviator stress q(kpa) MP 過圧密 MP 正規 UA Shear strain ε s せん断ひずみ - 軸差応力 (CASE1) MP 過圧密 MP 正規圧密 UA Deviator stress q(kpa) Deviator stress q(kpa) MP 過圧密 MP 正規 UA Shear strain ε s せん断ひずみ - 軸差応力 (CASE2) MP 過圧密 MP 正規圧密 UA Shear strain ε s せん断ひずみ- 軸差応力 (CASE3) Shear strain ε s せん断ひずみ- 軸差応力 (CASE4)

18 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) による検証 DACSAR-UA との比較 ( 非排水 排気せん断 ) 6 8 Deviator stress q(kpa) MP 過圧密 MP 正規 - UA Deviator stress q(kpa) MP 過圧密 MP 正規 - UA 解析結果 Deviator stress q(kpa) Shear strain ε s せん断ひずみ- 軸差応力 (CASE1) 12 8 MP 過圧密 MP 正規 - UA Shear strain ε s せん断ひずみ- 軸差応力 (CASE3) Deviator stress q(kpa) Shear strain ε s せん断ひずみ- 軸差応力 (CASE2) MP 過圧密 2 MP 正規 - UA Shear strain ε s せん断ひずみ- 軸差応力 (CASE4)

19 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラムによるパフォーマンス 間隙空気圧の影響 ( 沈下量の比較 ) 1.m 1.m 1.m Degree of saturation S rf =1. Wetting: A=-24., B=4.6 Drying: A=-34.7, B= Suction (kpa) 水分特性曲線 Logistic curve Eq. S S r = rf - S rc +Src 1+exp(A+Blns) S rc =.15 1.m メッシュ図 λ 材料定数 初期条件 κ M ν m a n k( cm day) Sr D A D B W A W B e 1. ka 1 5 ( cm day) 1 3 解析条件 上面に荷重載荷 透気係数を変化させる:k a =1.,.1,.1(cm/day)

20 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラムによるパフォーマンス 間隙空気圧の影響 ( 沈下量の比較 ) 18 解析結果 Air pressure P a (kpa) Effective means stress p'(kpa) ka=1. ka=.1 ka= Time(day) 間隙空気圧 - 時間 ka=1. ka=.1 ka= Time(day) Displacement(m) ka=1..4 ka=.1 ka=.1 UA Time(day) 変位 - 時間 透気係数が低くなる 間隙空気の応力分担により沈下が抑えられる 有効応力 - 時間

21 不飽和土の力学を考慮した締固めのメカニズム

22 土の締固め 締固め強度基準 < 締固めにおける施工管理 > D 値 = 強度? 1. 現場での盛土の締固め基準 : 密度指標 ( 締固め 密度増加 強度 変形性の改善 ) 2. 飽和度 間隙空気率による管理 3. 工法規定方式 ( 土の撒出し厚さや転圧回数などの施工法を事前に決定 ) 現場での盛土の締固め基準は経験的に決定 D 値の概念図 締固めの研究土の締固めは不飽和土の力学という視点から考慮できなかった 締固めに要求されたのはメカニズムではなく, いかに締固まらせるか (1) 経験的管理が重要 (2) 強度発現についてのメカニズムは考慮されない 締固め機構はどうなっているか?

23 不飽和土の力学を考慮した締固めのメカニズム 低含水比 w = 9.85% 載荷, 除荷に応じてサクションは減少 増加 192 高含水比 サクション変化が大きい Hight of specimen(mm) Hight of specimen(mm) Time(min ) Suction s (kpa) Time t (min ) Load (N) e t ( ) Time t (min ) (a) 供試体高さ変化 (b) サクション変化 (c) 載荷重変化 高含水比 w = 23.53% Time(min ) Suction s (kpa) 低含水比が同じ乾燥密度になるまでの載荷重が大きい Time t (min ) Load (N) Time t (min ) Time t (min ) (a) 供試体高さ変化 (b) サクション変化 (c) 載荷重変化 静的締固め実験 ( 河井ら,22)

24 不飽和土の力学を考慮した締固めのメカニズム 荷重 cm Load (kpa) 2 1 5cm 材料パラメータ 初期条件 λ κ M ν k G s p sat (kpa) a m 載荷 5 分 Time t (min) (m/day) γ t (kn/m3 ) 14.7 e k (m/day) a 除荷 5 分 非排水境界 : 上下左右, 排気境界 : 上面 初期含水比:1~42%(2% 間隔 ) の計 17case 初期全水頭: 各含水比ごとに水分特性曲線 ( 吸水曲線 ) より設定 全水頭一定になるまで必要な時間をおく 間隙水圧が正になる場合は それと同時に水頭を設定し排水条件とする

25 解析結果 締固め中のサクション変化 要素 1 25 w=16% 要素 2 25 w=16% Suction s (kpa) w=24% w=32% w=4% w=42% Suction s (kpa) w=24% w=32% w=4% w=42% Loading-5min Unloading-5min Loading-5min Unloading-5min 締固め中の飽和度変化 要素 1 Degree of saturation S r (-) Time t (min) w=42% 要素 2 w=4% w=42% でサクション低下が抑えられている Time t (min) Degree of saturation S r (-) 1 w=42% w=4% Loading-5min Unloading-5min Loading-5min Unloading-5min Time t (min) Time t (min)

26 締固め中の間隙空気圧変化 解析結果 要素 1 Air pressure P a (kpa) :w=16% :w=24% :w=32% :w=4% :w=42% 間隙空気圧の封入差 要素 2 Air pressure P a (kpa) :w=16% :w=24% :w=32% :w=4% :w=42% 8 8 Loading-5min Unloading-5min Loading-5min Unloading-5min 要素 1 Time t (min) 締固め中の間隙水圧変化 Water pressure P w (kpa) :w=16% :w=24% :w=32% :w=4% :w=42% 要素 2 Water pressure P w (kpa) :w=16% :w=24% :w=32% :w=4% :w=42% Time t (min) -2-2 Loading-5min Unloading-5min Loading-5min Unloading-5min Time t (min) Time t (min)

27 解析結果 - 新 締固め中の間隙比変化 降伏応力が大きい 圧縮量が抑えられている 要素 1 締固め中の水分特性曲線 要素 1 Void ratio e (-) Degree of saturation S r (-) w=42% lower higher Water content :w=16% :w=24% :w=32% :w=4% :w=42% log p' (kpa) w=4% w=32% w=24% w=16% Suction s (kpa) 要素 2 要素 2 Void ratio e (-) Degree of saturation S r (-) w=42% lower higher Water content :w=16% :w=24% :w=32% :w=4% :w=42% log p' (kpa) 圧縮量が抑えられている (42%) w=4% w=32% w=24% w=16% Suction s (kpa)

28 解析結果 各応力の時間変化 ( ) N T = + ps = pa + s pa pw σ σ 1 σ 1 1 要素 1 要素 2 σ',σ N,p s,σ T (kpa) :σ' :σ N :p s σ',σ N,p s,σ T (kpa) :σ' :σ N :p s Loading-5min Unloading-5min Time t (min) Loading-5min Unloading-5min Time t (min) 特徴 (1) 有効応力に差がない 圧縮量が抑えられる結果 間隙空気圧の応力分担

29 解析結果 締固め曲線 特徴 Dry density ρ d (g/cm 3 ) 降伏応力減少 間隙比 小 Water content w (%) (1) 含水比に対して乾燥密度がピーク点を持っている (2) ゼロ空気間隙曲線に近い 使用している水分特性曲線モデル 不飽和土の力学を用いることで締固め曲線が説明できる 外力の有効応力への変換割合が小さい 間隙空気圧が応力分担 圧縮量にピーク

30 締固め速度による違い 荷重 3kPa 2cm 材料定数 初期条件 λ Gs κ M ν m e a n ne k( cm sec) ka ( cm sec) cm 非排水境界: 上下左右, 排気境界 : 上面 初期含水比:6~34%(1% 間隔と2% 間隔 ) の計 17case 初期全水頭: 各含水比ごとに水分特性曲線 ( 吸水曲線 ) より設定 全水頭一定になるまで必要な時間をおく 載荷速度: 載荷 5 分 =1 倍,2 倍,5 倍,1 倍

31 解析結果 締固め中のサクション変化 締固め中の飽和度変化 Suction s (kpa) 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Degree of saturation S r (-) 載荷速度 1 倍.85 載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Time t (min) Time t (min) 締固め中の間隙空気圧変化 締固め中の間隙水圧変化 Air pressure P a (kpa) 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Water pressure p w (kpa) 5-5 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Time t (min) Time t (min)

32 解析結果 締固め中の沈下量 締固め中の間隙比変化 Displacement(m) 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Void ratio e (-) 1.9 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Time t (min) 5 1 Time t (min) 締固め中の有効応力変化 Effective means stress p'(kpa) Time t (min) 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍

33 解析結果 締固め曲線 Dry density ρ d (g/cm 3 ) 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Water content w (%) 拡大図 Dry density ρ d (g/cm 3 ) 載荷速度 1 倍載荷速度 2 倍載荷速度 5 倍載荷速度 1 倍 Water content w (%) 特徴 (1) 載荷速度によって, 締固め曲線が変わる (2) 静的締固めシミュレーション 載荷速度が速いほど締め固まらない施工速度が影響を与える結果

34 締固め土とせん断強度関係 1.m 等体積せん断解析 λ 1.m メッシュ図 入力パラメータ Degree of saturation S rf =1. Wetting: A=-24., B=4.6 κ M ν m a k ( m day) Drying: A=-34.7, B= Suction (kpa) ka Logistic curve Eq. S S r = rf - S rc +Src 1+exp(A+Blns) 水分特性曲線 ( m day).69 S rc =.15 初期条件 締固め荷重 ( kpa) w (%) p sat ( kpa ) ( kpa) Sr p s ( kpa) 解析条件 締固め荷重 (3,45,6kPa) で締固めた後の応力状態を初期条件とする

35 締固め土のせん断強度関係 等体積せん断結果 Deviator stress q(kpa) kPa 24% 36% 38% 4% 42% Deviator stress q(kpa) kPa 24% 36% 38% 4% 42% Deviator stress q(kpa) kPa 24% 36% 38% 4% 42% Shear strain ε s Shear strain ε s Shear strain ε s Deviator stress q(kpa) % 36% 38% 4% 42% Deviator stress q(kpa) % 36% 38% 4% 42% Deviator stress q(kpa) % 36% 38% 4% 42% 1 2 Effective means stress p'(kpa) Effective means stress p'(kpa) Effective means stress p'(kpa)

36 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション

37 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 斜面崩壊 盛土斜面 豪雨 盛土斜面 越流 水面上昇 コラプス 河川堤防 河川堤防

38 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 斜面を有する構造物は不飽和土で構成 力学的挙動が複雑 構築時の初期応力状態を判断することが困難 しかし よって 通常の解析 弾性解析を行い, 初期応力状態を推定 1) 盛土構築の材料は, 弾塑性体かつ不飽和土 2) 不飽和土は特有の性質を持つ 3) 弾性係数が盛土全体で一定 一様でない 入力パラメータ弾塑性解析 実際の盛土施工は弾性解析だけでは表わすことができない 土 / 水 / 空気連成有限要素解析プログラム (DACSAR-MP) 不飽和土弾塑性構成モデル 盛土を再現することによって得られる応力状態に及ぼす影響について検討する

39 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 解析対象 材料定数 初期条件 3m 3m λ p sat κ M ν m a k ( m day) kpa p ( kpa) γ 2 t ka ( m day) ( ) 44.1 (kn / m ) 1.5 e n S r 有限要素メッシュ 75m Degree of Saturation Sr 水分特性曲線 S rf =1. Logistic curve Eq. Srf Src Sr = + S 1+ exp + ln ( A B s) S rc = Suction s (kpa) rc

40 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 解析手法 盛り立ての方法 盛土の全ての段で, 同じ材料を用いる = 同じ初期サクション 初期飽和度を持つ 1 段目飽和度.6 初期サクション 34kN/ m2 First step 2 段目 飽和度.6 初期サクション 34kN/ m2 初期の圧力水頭が一定 初期の水収支を想定 Second step Third step lift increments

41 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 解析条件 パターン 載荷日数 / 層 内容 case-1 2 days case-2 2 days 2 日放置 / 層 case-3 2 days case-4 2 days 2 日放置 / 層 Case-5 2 days case-1 の築堤完了直後 First step Second step Third step 載荷日数 / 層 : 1 層を盛り立てするのにかける時間放置 : : 1 層毎にある程度の放置をとった築堤完了直後 : 全 15 層の盛り立てが終了した時

42 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 水平応力分布 (kn/m 2 ) 中心部に応力卓越全体的に高い応力 (kn/m 2 ) CASE1:2 日載荷 CASE4:2 日載荷 +2 日放置 (kn/m 2 ) (kpa) (kn/m 2 ) CASE2:2 日載荷 +2 日放置 CASE5:CASE1の築堤完了直後 ( tf ) CASE3:2 日載荷 弾性解析結果

43 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 鉛直応力分布 中心部に応力卓越 (kn/m 2 ) (kn/m 2 ) CASE1:2 日載荷 CASE4:2 日載荷 +2 日放置 (kn/m 2 ) (kpa) (kn/m 2 ) CASE2:2 日載荷 +2 日放置 CASE5:CASE1 の築堤完了直後 ( tf ) CASE3:2 日載荷 弾性解析結果

44 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 飽和度分布 CASE1:2 水分移動が起こっている日載荷 CASE4:2 日載荷 +2 日放置まだ定常状態ではない CASE2:2 日載荷 +2 日放置 CASE5:CASE1 の築堤完了直後 CASE3:2 日載荷

45 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション サクション応力分布 (kn/m 2 ) (kn/m 2 ) CASE1:2 日載荷 CASE4:2 日載荷 +2 日放置 (kn/m 2 ) (kpa) CASE2:2 日載荷 +2 日放置 CASE5:CASE1 の築堤完了直後 (kn/m 2 ) CASE3:2 日載荷

46 不飽和土弾塑性構成モデルを用いた築堤シミュレーション 間隙空気圧の時間的変化 (kpa) (kpa) 2 days 1 days (kpa) (kpa) 3 days 12 days (kpa) (kpa) 8 days 15 days

47 結 論 不飽和土 / 水 / 空気連成有限要素解析 (1) 間隙空気圧を考慮した連続条件式を導いた (2) 有限要素法に組み込み, その有用性とともにその影響を検討した 締固めのメカニズムを不飽和土の力学から説明 (1) どの含水比をみても締固めによって初期のサクションよりも大きなサクションが発揮されている 河井らの実験結果とも傾向が一致している結果を示せた (2) ゼロ空気間隙曲線近傍の高含水比では, 供試体内の間隙空気の封入による影響が顕著に表れた 結果 解析によって締固め曲線が描けた 不飽和土の力学から説明した 締固めの速度の影響 (1) 締固めスピードを変えると, 締固め度合いに違いが生じる (2) 載荷速度によって, 締固め曲線が変わる施工速度が影響を与える結果 ( 間隙空気の封入 )

48 結 論 締固め土のせん断強度関係 (1) 不飽和化による剛性と, サクション応力の関係 (2) 土の水分特性に依存する結果 (1) 締固め曲線のピークよりも低い含水比で締固め土の強度のピークが現れた 盛土の初期応力状態の推定 (1) 不飽和弾塑性構成モデルを用いた (2) 築堤シミュレーションによって初期応力分布の推定を行った 結果 弾性体では得られない結果となった 築堤修了時においてサクション応力が全体的に高い 不飽和弾塑性構成モデル 段階載荷によって初期応力を求める手法を示した