ため池築堤土のせん断弾性係数に及ぼす諸要因について

ため池築堤土のせん断弾性係数に及ぼす諸要因について
Soil quality factors on shear modulus about compacted soil of small dams
○ 奥野日出＊
Hizuru Okuno
小山修平＊＊
Shuhei Koyama
1.はじめに
本研究はため池堤体や盛土道路の法面変形解析を行うにあたり，必要な地盤定数（せん
断弾性係数 G 等）に及ぼす諸要因（等方圧密圧力σ ，細粒分含有率 Fc, 塑性指数 Ip, 間隙比 e,
締固め度 D 等）の影響を物理・力学特性 1) から定性的かつ定量的に把握することを目的と
したものである． Fc > 35,Ip> 15 の締固め土において， G はσ と Ip に相関があり， D の影響
を受けることが分った．また締固め土と築堤の不攪乱土について G の定式化を試みた．
2. 静せん断弾性係数 G50 の算定方法
> 50 ( % ) , 塑性指数 Ip> 15 )， Fig2 には φ 成分
微小ひずみ領域 (せん断ひずみ γ =10 )
を含む C 材 (50 > Fc > 35,Ip > 15 )の結果を示し
におけるせん断弾性係数(剛性率) G は一般
た．同図より G5 0 とσ は全般に線形の相関
-6
に( 1 )式を用いて与えられる．
12,000
τ
σ
=
γ
d
2 ( 1+ν)ε
------------ ( 1)
10,000
a
G = 49.3 σ
ここに , τ はせん断応力であり , 軸差応力
σ
d
を用いて τ = σ d /2 より得られる．
またγ は軸ひずみ ε
γ =( 1+ ν)ε
a，ポアソン比ν より
G50 (kN/m2 )
G=
より得られ， νは飽和試料
a
の非排水試験ではν =0.5 を用いる．
8,000
6,000
G = 38.6 σ
G = 21.6 σ
4,000
G = 26.6σ
G = 18.9 σ
2,000
ここで，静せん断弾性係数を提示する場
0
0
合は三軸圧縮試験( CU 条件 )から求め，( 1 )
100
120
14,000
------------------( 2)
140
160
180
200
50
はσ
max /2
max
の軸ひず
みである．
G = 72.8 σ
10,000
8,000
6,000
G = 74.9 σ
G = 33.8σ
4,000
3. 締固め度 D90 の G50 と圧密圧力σ の関係
近畿圏複数の土取り場から採取したコア
用土の締固め供試体より， G5 0 と圧密圧力
σとの関係を Fig1 に C 材 (細粒分含有率 Fc
＊株式会社アスカソイルコーナー
＊＊大阪府立大学大学院生命環境科学
キ−ワ −ド： ①せん断弾性係数
G5 0 (kN/m2)
ここに，G50 は静せん断弾性係数，σ
G = 70.9σ
12,000
50
は最大軸差応力, ε
80
16,000
max
３ε
60
C 材の G50 とσとの関係
Fig.1
ように改める．
σ
40
σ (ｋN / m 2 )
式が静的な場合も成り立つとして ( 2 )式の
G5 0=
20
② 塑性指数
G= 31.8σ
2,000
0
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180 200
σ(ｋN/m 2 )
Fig.2 φ成分を含む C 材の G5 0 とσとの関係
Co.,Ltd. AsukaSoil Corner
Osaka Prefecture University Life ＆ Environmental
③圧密圧力
Sciences
が認められ，傾き a と各供試体の Ip との
これらの試料は G5 0=a ・ σ の正の相関が
関係は Fig3 のように表わされ， Fc > 35,Ip > 15
得られず，締固め時の初期間隙比 e0 や Fc (<
なる D90 締固め土では， a=-2.4+106.2 の相
35% )に支配されると考えられる．また D95
関式が得られた．
のσ
D90締固め土
80
max
は D90 のそれよりも大きいが D95
の G5 0 は σ の増加に対して D90 よりも小
さくなる結果も得られた．すなわち，マト
リックスの細粒分が締固め時 ( D95 )や σ 増
a 60
加に対してオーバーコンパクションが生じ
a = -2.4 Ip + 106.2
て G5 0 に影響を及ぼすと考えられる．
a = -2.5 Ip + 112.6
5.G50 の実験式について
40
微小ひずみ領域の G については， Hardin
20
らによる実験式
a = -1.3 Ip + 69.6
C材
1)
より，有効拘束圧 (σ ' ) n
φ成分を含むC材
のべき乗 ( n=0.5) ,e, 実験定数 A などで示さ
線形 (全体)
れ，自然地盤を対象としている．
著者らは締固め土を対象とした大ひずみ
0
0
10
20
30
40
Ip
案する．
Fig3.D90 供試体の a と Ip の関係
一方，築堤の不攪乱土 10 試料においては，
a=-2.2+106.2 の相関式が得られ ,D90 締固め
土と比べて大差はなかった．
4.G 5 0 に影響を及ぼす諸要因について
Fig4 には締固め度 D95 の φ成分を含む C
材と D90,Fc < 35 ( %)の C 成分を含む φ材の
供試体について G50 とσ との関係を示す．
25000
G
50 =
a ・ F (e )・σ
n
＋ b ---------( 3 )
a=106.2-2.4Ip ( Fc > 35 ( % ) ,Ip> 15 の D90
供試体)
a=106.2-2.2Ip ( Fc > 35 ( % ) ,Ip> 15 の不攪乱
供試体)
1+e0
F( e ) =α
1+emin
(αは実験定数，e0 は締固め時の間隙比 ,emin
は最大乾燥密度 ρ dmax の間隙比である . )
σ ; 圧密圧力 (kN/m2)
G = -35. 2σ +24660. 5（φ 材）
20000
領域の実験結果より ,G5 0 の式を以下に提
G=2 4.0 σ+ 1 5 1 0 3.2 (φ 材)
Fig1,2 には ( 3)式を用いて， n=0.8 ∼１，
Ｇ50 (kN/m 2 )
α =1，b=0 として各現場毎に破線で表した．
なお， b 値は築堤後の年代効果を経たセ
15000
メンテーション定数として導入した．
G=12.5σ+7290.8(D95)
このような実測値に基づくせん断弾性係
10000
数の近似曲線は，大ひずみ領域での実用的
G=- 45. 6σ +13096. 3（φ 材）
な変形解析に有効に活用できる．
5000
＜引用文献＞
G= 1.5 σ+ 3570 .8( φ材 )
1)奥野日出,小山修平(2005):主として細粒土から
G=-19.9σ+2767.3(D95)
0
0
50
100
150
200
250
300
2
σ(kN/m )
Fig4. φ 材 ,D95 供試体の G5 0 とσとの関係
構成された盛土斜面の安定解析手法の提案,平成17年
第40回地盤工学会研究発表会(函館),論文No.679
2)Hardin,B.O and Black,W.L.:“ Vibration modulus
of
normally consolidated clay ", Proc,of ASCE,
Vol.94,NO.2,1968,pp.353∼369.

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