Η Επίδραση των Λεπτοκόκκων στην Αντίσταση Ρευστοποίησης Ιλυωδών Άµµων. The Effect of Fines on the Liquefaction Resistance of Silty Sands

Transcript

1 Η Επίδραση των Λεπτοκόκκων στην Αντίσταση Ρευστοποίησης Ιλυωδών Άµµων The Effect of Fines on the Liquefaction Resistance of Silty Sands ΠΑΠΑ ΟΠΟΥΛΟΥ, Α. Ι. ΤΙΚΑ, Θ. Μ. Πολιτικός Μηχανικός, Υποψήφια ιδάκτωρ, Α.Π.Θ. Πολιτικός Μηχανικός, Αναπλ. Καθηγήτρια, Α.Π.Θ. ΠΕΡΙΛΗΨΗ : Η εργασία παρουσιάζει αποτελέσµατα εργαστηριακής έρευνας της επίδρασης των λεπτοκόκκων στην αντίσταση ρευστοποίησης ιλυωδών άµµων. Παρουσιάζονται αποτελέσµατα τριαξονικών µονοτονικών και ανακυκλικών δοκιµών σε καθαρή άµµο και µείγµατά της µε µηπλαστική ιλύ σε ποσοστά 5, 1 και 15%. Τα αποτελέσµατα των δοκιµών δείχνουν ότι για δεδοµένο δείκτη πόρων του στερεού σκελετού και αριθµό κύκλων φόρτισης ο λόγος ανακυκλικής τάσης αυξάνει µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων στις µελετηθείσες µέσες ενεργές τάσεις των 5 και 1 kpa. ABSTRACT : The paper presents results from a laboratory investigation into the effect of fines on the liquefaction resistance of silty sands. Results of triaxial monotonic and cyclic tests on a clean sand and its mixtures with a non-plastic silt at 5, 1 and 15% contents are presented. The results show that for a given granular void ratio and number of loading cycles the cyclic stress ratio increases with increasing fines content at the investigated mean effective stresses of 5 and 1 kpa. 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Παρατηρήσεις από αστοχίες λόγω ρευστοποίησης αµµωδών εδαφών στο πεδίο έχουν δείξει ότι η αντίστασή τους σε ρευστοποίηση επηρεάζεται σηµαντικά από το ποσοστό των λεπτοκόκκων (%<75µm) που περιέχουν. Οι Seed et al. (1983), βασιζόµενοι στα δεδοµένα από θέσεις µε και χωρίς ρευστοποίηση στο πεδίο, πρότειναν την εµπειρική συσχέτιση του λόγου της κυκλικής αντοχής, CSR=τ αν /σ ο, και του αριθµού των κτύπων της δοκιµής πρότυπης διείσδυσης, (Ν 1 ) 6, τόσο για καθαρές άµµους, όσο και για ιλυώδεις άµµους µε ποσοστό λεπτοκόκκων µεγαλύτερο του 5% για σεισµό µεγέθους Μ=7.5. Σύµφωνα µε τους ίδιους ερευνητές, η παρουσία των λεπτοκόκκων σε ιλυώδεις άµµους αυξάνει την αντίστασή τους σε ρευστοποίηση και συνεπώς µειώνει την πιθανότητα εκδήλωσης ρευστοποίησης. Η θετική τούτη επίδραση των λεπτοκόκκων στην αντίσταση ρευστοποίησης ιλυωδών άµµων έχει επίσης υιοθετηθεί στους σύγχρονους κανονισµούς όπως, ΕΑΚ (2), Eurocode 8 και NCEER (1997), Σχήµα 1. Σε εργαστηριακή κλίµακα έχει γίνει ευρεία διερεύνηση της επίδρασης του ποσοστού των λεπτοκόκκων µε ή χωρίς πλαστικότητα στην αντίσταση ρευστοποίησης ιλυωδών άµµων. Εν τούτοις, τα αποτελέσµατα των εργαστηριακών ερευνών διίστανται. Ενδεικτικά, µεταξύ άλλων ερευνητών, οι Ishihara et al. (1977), Ishihara (1996) και Amini & Qi (2) υποστηρίζουν ότι η αντίσταση ρευστοποίησης αυξάνεται µε το ποσοστό των λεπτοκόκκων (θετική επίδραση), ενώ οι Tronsco & Verdugo (1985), Vaid (1994) και Miura et al. (1995) αναφέρουν ότι η αντίσταση ρευστοποίησης µειώνεται µε το ποσοστό των λεπτοκόκκων (αρνητική επίδραση). Άλλοι ερευνητές µεταξύ των οποίων οι Thevanayagam et al. (2), Ξενάκη & Αθανασόπουλος (22) και Yang et al. (24) παρατήρησαν αύξηση της αντίστασης ρευστοποίησης µε την αύξηση του ποσοστού των λεπτοκόκκων µέχρι ένα κρίσιµο 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 1

2 ποσοστό αυτών και στη συνέχεια παρατήρησαν µείωση µε περαιτέρω αύξηση του ποσοστού τους. Το κρίσιµο ποσοστό λεπτοκόκκων στο οποίο παρατηρείται αυτή η αλλαγή στο είδος της επίδρασής τους εξαρτάται από το έδαφος και τα χαρακτηριστικά του. Οι Thevanayagam et al. (2) παρουσίασαν ένα µοντέλο της µακροσκοπικής δοµής των ιλυωδών άµµων, το οποίο βασίζεται στην αλληλεπίδραση των χονδρόκοκκων και λεπτόκοκκων συστατικών τους για την ερµηνεία της θετικής ή αρνητικής επίδρασης των τελευταίων στην αντίσταση ρευστοποίησης των εδαφών. Τέλος, σύµφωνα µε τους Bouckovalas et al. (23), η µέση ενεργός τάση είναι η κύρια παράµετρος που καθορίζει το είδος της επίδρασης των λεπτοκόκκων στην αντίσταση ρευστοποίησης ιλυωδών άµµων. Οι παραπάνω ερευνητές χρησιµοποίησαν την από τους Been & Jefferies (1985) προταθείσα παράµετρο αρχικής κατάστασης, ψ, για να ερµηνεύσουν την επίδραση των λεπτοκόκκων στην αντίσταση ρευστοποίησης των εδαφών αυτών, Σχήµα 2. Σύµφωνα µε τους Been & Jefferies (1985), η κλίση, λ cs, της γραµµής κρίσιµης κατάστασης (Critical State Line), CSL, αυξάνει µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων, Σχήµα 3. Συγκεκριµένα, παρατηρείται στροφή της CSL γύρω από ένα σηµείο, το οποίο αντιστοιχεί σε µέσες ενεργές τάσεις από 2 έως 8kPa και δείκτες πόρων.73 έως.78. Τούτο κατά τους Bouckovalas et al. (23) υποδεικνύει ότι για µέσες ενεργές τάσεις µικρότερες από την αντιστοιχούσα στο σηµείο στροφής, η διασταλτικότητα και κατά συνέπεια η αντίσταση ρευστοποίησης αυξάνει µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων, ενώ για µεγαλύτερες τάσεις, η διασταλτικότητα καθώς και η αντίσταση ρευστοποίησης µειώνεται µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων. Η εργασία αυτή παρουσιάζει προκαταρκτικά αποτελέσµατα µιας εργαστηριακής διερεύνησης της επίδρασης του ποσοστού των λεπτοκόκκων στην αντίσταση ρευστοποίησης ιλυωδών άµµων, που διεξάγεται στο Εργαστήριο Εδαφοµηχανικής, Θεµελιώσεων & Γεωτεχνικής Σεισµικής Μηχανικής του Α.Π.Θ.. χαλαζιακής σύστασης, και υπόλευκη µε κόκκους πολύ καλής στρογγυλότητας. Η ιλύς, η οποία προέρχεται από άλεση φυσικών κοιτασµάτων χαλαζία της περιοχής Ασσήρου Θεσσαλονίκης, είναι µη-πλαστική. Σχήµα 1. Μεταβολή της αντίστασης ρευστοποίησης, CSR=τ αν /σ ο, µε τον αριθµό κτύπων της δοκιµής πρότυπης διείσδυσης, N 1 ( 6 ), για ιλυώδεις άµµους και για σεισµό µεγέθους Μ=7.5 (EC8) Figure 1. Relationship between stress ratio causing liquefaction, CSR=τ αν /σ ο, and N 1 ( 6 ) for silty sands and Μ=7.5 earthquake (EC8) 2. ΜΕΛΕΤΗΘΕΝΤΑ Ε ΑΦΗ Τα εδαφικά υλικά που χρησιµοποιήθηκαν είναι µια καθαρή άµµος (Μ31) καθώς και µείγµατα της άµµου µε ιλύ σε κατα βάρος ποσοστά 5, 1 και 15% (Μ31+5%, Μ31+1% & Μ31+15%). Η άµµος Μ31 είναι φυσική, Σχήµα 2. Ορισµός της παραµέτρου αρχικής κατάστασης (Been & Jefferies, 1985) Figure 2. Definition of state parameter (Been & Jefferies, 1985) 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 2

3 Οι φυσικές ιδιότητες και οι κοκκοµετρικές καµπύλες των εδαφικών υλικών δίδονται στον Πίνακα 1 και στο Σχήµα 4 αντίστοιχα. 3. ΕΡΓΑΣΤΗΡΙΑΚΕΣ ΟΚΙΜΕΣ Σχήµα 3. Γραµµές κρίσιµης κατάστασης για την άµµο Kogyuk (D 5 =.35mm, C u =1.7) µε διάφορα ποσοστά ιλύος (Been & Jefferies, 1985) Figure 3. Critical state lines for Kogyuk sand (D 5 =.35mm, C u =1.7) with different silt contents (Been & Jefferies, 1985) Πίνακας 1. Φυσικές ιδιότητες των µελετηθέντων εδαφών Table 1. Physical properties of tested soils Υλικό G s D 5 C u e min e max Μ Μ31+5% Μ31+1% Μ31+15% Ιλύς ιερχόµενο ποσοστό (%) U.S.A. ASTM D422 Άργιλος Ιλύς Άµµος Χαλίκια Μέγεθος κόκκων (mm) Ρευστοποιήσιµα εδάφη Πιθανώς Ρευστοποιήσιµα εδάφη Άµµος Μ31 Ιλύς Ασσήρου Σχήµα 4. Κοκκοµετρικές καµπύλες Figure 4. Grain size distributions Η πειραµατική διερεύνηση πραγµατοποιήθηκε µε µονοτονικές και ανακυκλικές τριαξονικές δοκιµές ισότροπης στερεοποίησης υπό αστράγγιστες συνθήκες. Η εκτέλεση των δοκιµών έγινε στην τριαξονική συσκευή ανακυκλικής φόρτισης του Εργαστηρίου Εδαφοµηχανικής, Θεµελιώσεων & Γεωτεχνικής Σεισµικής Μηχανικής του Α.Π.Θ. Πρόκειται για ένα Σύστηµα υναµικών Μετρήσεων της MTS του οποίου η λειτουργία περιγράφεται αναλυτικά από τους Στουραΐτη και Τίκα (21). Κατά τη διάρκεια της δοκιµής µετριέται η αξονική δύναµη, η αξονική µετακίνηση, η πίεση της κυψέλης, η πίεση του ύδατος των πόρων και η µεταβολή του όγκου του δοκιµίου. Για την προετοιµασία των δοκιµίων (H/D 1mm/5mm) χρησιµοποιήθηκε η µέθοδος της υποσυµπύκνωσης (Ladd, 1978). Η διαµόρφωση των δοκιµίων πραγµατοποιήθηκε µε διάστρωση του εδαφικού υλικού µε αρχική υγρασία w=5-8% σε 9 στρώσεις και σταθερό αριθµό κτύπων ανά στρώση µε ειδικά διαµορφωµένο στέλεχος. Με τη µεταβολή του αριθµού των κτύπων ανά στρώση επιτυγχάνεται η διαµόρφωση δοκιµίων διαφόρων πυκνοτήτων. Ο κορεσµός των δοκιµίων έγινε µε τη µέθοδο του διοξειδίου του άνθρακα (CO 2 ). Σε όλες τις δοκιµές η παράµετρος της πίεσης του ύδατος των πόρων είχε τιµές Β=.95 ~ 1.. Αφού τα δοκίµια στερεοποιήθηκαν στο επίπεδο της επιθυµητής ισότροπης ενεργούς τάσης, σ ο, υποβλήθηκαν στη συνέχεια υπό αστράγγιστες συνθήκες, είτε σε αξονική συµπίεση για τις µονοτονικές δοκιµές, είτε σε µια ακολουθία ανακυκλικής αξονικής φόρτισης (±σ d ) για τις ανακυκλικές δοκιµές. Οι δοκιµές έγιναν σε δύο πυκνότητες και σε τάσεις σ ο=5, 1 και 2 kpa. Για τις δοκιµές ανακυκλικής φόρτισης, οι οποίες πραγµατοποιήθηκαν σε συνθήκες ελεγχόµενης αξονικής τάσης για τον προσδιορισµό της αντίστασης ρευστοποίησης, χρησιµοποιήθηκαν ηµιτονοειδείς κυµατοµορφές µε συχνότητα f=.1 Hz. Η αξιολόγηση των αποτελεσµάτων έγινε µε βάση το δείκτη πόρων του στερεού σκελετού, e g, ο οποίος εκφράζει τη σχετική συνεισφορά του χονδρόκοκκου κλάσµατος στη συµπεριφορά του µείγµατος και δίνεται από την παρακάτω εξίσωση (Mitchell, 1975): 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 3

4 SF fc+ w* ( )/Sr ΙΛΥΣ + V V γw V eg = = VΑΜΜΟΥ SF SG (1 f C) * ( ) /( ) W W γ γ γ γ γ (1) όπου V ΙΛΥΣ είναι ο όγκος των λεπτόκοκκων, V V είναι ο όγκος των πόρων, V ΑΜΜΟΥ είναι ο όγκος των χονδρόκοκκων, f C είναι το επί τοις εκατό ποσοστό της ιλύος, w είναι η υγρασία του δοκιµίου, γ SF είναι το ειδικό βάρος των στερεών κόκκων της ιλύος, γ SG είναι το ειδικό βάρος των στερεών κόκκων της άµµου και γ W είναι το ειδικό βάρος του νερού. Για κορεσµένα δοκίµια (S r =1%) και θεωρώντας ότι γ SF γ SG, ο δείκτης πόρων του στερεού σκελετού µετά τη στερεοποίηση των δοκιµίων εκφράζεται ως ακολούθως: e g fc + ec = (1 f ) c (2) όπου e c είναι ο δείκτης πόρων του δοκιµίου µετά τη στερεοποίηση. 4. ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΟΚΙΜΩΝ 4.1 Τριαξονικές µονοτονικές δοκιµές Η εκτέλεση των τριαξονικών µονοτονικών δοκιµών αποσκοπούσε κυρίως στη µελέτη της συµπεριφοράς των µελετηθέντων εδαφών στην Κρίσιµη Κατάσταση. Οι µονοτονικές δοκιµές τόσο στην άµµο Μ31, όσο και στα µείγµατα πραγµατοποιήθηκαν σε δύο ονοµαστικές πυκνότητες e=.65 και e=.78 και στις τάσεις σ ο=5, 1 και 2kPa. Το Σχήµα 5 παρουσιάζει τυπικά αποτελέσµατα των δοκιµών. Το Σχήµα 6 παρουσιάζει τις CSL των µελετηθέντων εδαφών και εκείνη της άµµου Erksak (D 5 =.33mm, C u =1.8, Been et al., 1991). Επιβεβαιώνεται η αύξηση της κλίσης της CSL, λ cs, µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων. Παρατηρείται δε στροφή της CSL σε µέση ενεργό τάση κυµαινόµενη από 7 έως 1kPa και δείκτη πόρων.74 έως Τριαξονικές ανακυκλικές δοκιµές Το Σχήµα 7 παρουσιάζει τυπικά αποτελέσµατα από τριαξονική ανακυκλική δοκιµή στην άµµο Μ31. Η µεταβολή του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, που απαι- q (kpa) u (kpa) q (kpa) u (kpa) p' (kpa) (α) (β) ε α (%) p' (kpa) (γ) (δ) ε α (%) Σχήµα 5. Τυπικά αποτελέσµατα τριαξονικών µονοτονικών δοκιµών στην άµµο Μ31 για σ ο =2kPa, διαγράµµατα των q-p και u-ε α για e=.769 (α & β) και e=.631 (γ & δ) Figure 5. Typical results of triaxial monotonic tests on M31 sand at σ ο =2kPa, diagrams of q-p and u-ε α for e=.769 (α & β) and e=.631 (γ & δ) 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 4

5 e c Μέση ενεργός τάση p' (kpa) M31 M31+5% ιλύς M31+1% ιλύς M31+15% ιλύς Εύρος Κρίσιµης Γραµµής άµµου Erksak Σχήµα 6. Γραµµές κρίσιµης κατάστασης Figure 6. Critical state lines τούνται για αξονική παραµόρφωση διπλού πλάτους, ε DA 5% για δύο πυκνότητες της άµµου και για τις τάσεις των 5, 1 και 2kPa παρουσιάζονται στα Σχήµατα 8 και 9. Στο Σχήµα 9 παρουσιάζονται επίσης αντίστοιχα αποτελέσµατα της άµµου Monterey No. (D 5 =.36mm, C u =1.5, D r =5%, σ ο=55kpa, Mulilis et al., 1975). Το Σχήµα 1 παρουσιάζει τη µεταβολή του λόγου σ d /2σ ο, µε το Ν για ε DA 5% και e g = (e= ) για το µείγµα Μ31+5%. Το Σχήµα 11 παρουσιάζει τη µεταβολή του λόγου σ d /2σ ο, µε το Ν για ε DA 5% και e g = (e= ) για το µείγµα Μ31+15%. Η σύγκριση των αποτελεσµάτων της άµµου και των µειγµάτων για το ίδιο περίπου εύρος τιµών του e g γίνεται στα Σχήµατα 12 και 13 στις τάσεις των 5 και 1kPa αντίστοιχα. Οπως φαίνεται στα παραπάνω σχήµατα, για δεδοµένα e g, σ ο και Ν, ο λόγος σ d /2σ ο, αυξάνει µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων. Η αύξηση αυτή του λόγου σ d /2σ ο, οφείλεται στο γεγονός ότι για το ίδιο e g, ο δείκτης πόρων των µειγµάτων µειώνεται µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων. Συνεπώς τα αποτελέσµατα στα σd/2σ'ο ε DA (%) u/σ o q (kpa) q (kpa) (γ) χρόνος, t (sec) ε DA (%) (α) (β) -5 (ε) p' (kpa) (δ) Σχήµα 7. Τυπικά αποτελέσµατα τριαξονικής ανακυκλικής δοκιµής στην άµµο Μ31 (e=.663, σ ο=2kpa), διαγράµµατα των σ d /2σ ο -t (α), ε DA -t (β), u/σ ο-t (γ), q-ε DA (δ) και q-p (ε) Figure 7. Typical results of a cyclic triaxial test on M31 sand (e=.663, σ ο=2kpa), diagrams of σ d /2σ ο -t (α), ε DA -t (β), u/σ ο-t (γ), q-ε DA (δ) και q-p (ε) 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 5

6 Σχήµα 8. Μεταβολή του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, για την άµµο Μ31 (e= ) Figure 8. Variation of cyclic stress ratio, σ d /2σ ο, with number of cycles, N, for sand M31 (e= ) Σχήµα 1. Μεταβολή του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, για το µείγµα Μ31+5% (e g = ) Figure 1. Variation of cyclic stress ratio, σ d /2σ ο, with number of cycles, N, for mixture M31+5% (e g = ) Σχήµα 9. Μεταβολή του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, για την άµµο Μ31 (e= ) Figure 9. Variation of cyclic stress ratio, σ d /2σ ο, with number of cycles, N, for sand M31 (e= ) Σχήµα 11. Μεταβολή του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, για το µείγµα Μ31+15% (e g = ) Figure 11. Variation of cyclic stress ratio, σ d /2σ ο, with number of cycles, N, for M31+15% mixture (e g = ) 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 6

7 παραπάνω σχήµατα για τα µείγµατα Μ31+5% και Μ31+15% αναφέρονται σε µεγαλύτερη πυκνότητα από την αντίστοιχη για την άµµο Μ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Σχήµα 12. Σύγκριση του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, για την άµµο Μ31 και τα µείγµατα Μ31+5% και Μ31+15% στην τάση σ ο=1kpa Figure 12 Comparison of cyclic stress ratio, σ d /2σ ο, with number of cycles, N, for M31 sand and mixtures M31+5% and M31+15% at σ ο=1kpa Με βάση τα αποτελέσµατα των εργαστηριακών δοκιµών της εργασίας αυτής εξάγονται τα ακόλουθα συµπεράσµατα: α) Η κλίση της γραµµής κρίσιµης κατάστασης των µελετηθέντων εδαφών αυξάνει µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων. Παρατηρείται στροφή της γραµµής κρίσιµης κατάστασης σε µέση ενεργό τάση της τάξης των 7 έως 1kPa και δείκτη πόρων από.74 έως.78. β) Για δεδοµένο δείκτη πόρων του στερεού σκελετού και αριθµό κύκλων και στις µελετηθείσες µέσες ενεργές τάσεις των 5 και 1kPa, ο λόγος ανακυκλικής τάσης αυξάνει µε αυξανόµενο ποσοστό λεπτοκόκκων. Η συµπεριφορά τούτη είναι σε συµφωνία µε την παρατηρηθείσα συµπεριφορά ιλυωδών άµµων στο πεδίο (Seed et al., 1983). 6. ΕΥΧΑΡΙΣΤΙΕΣ Οι συγγραφείς εκφράζουν τις ευχαριστίες τους προς το Κοινωφελές Ίδρυµα Α. Ωνάσης και τη Γενική Γραµµατεία Έρευνας και Τεχνολογίας για τη χρηµατοδότηση της εργαστηριακής έρευνας καθώς και το Ίδρυµα Κρατικών Υποτροφιών για την οικονοµική ενίσχυση της πρώτης συγγραφέως. 7. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ Σχήµα 13. Σύγκριση του λόγου ανακυκλικής τάσης, σ d /2σ ο, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, για την άµµο Μ31 και τα µείγµατα Μ31+5% και Μ31+15% στην τάση σ ο=5kpa Figure 13 Comparison of cyclic stress ratio, σ d /2σ ο, with number of cycles, N, for M31 sand and mixtures M31+5% and M31+15% at σ ο=5kpa Amini, F. and Qi, Z. G. (2), Liquefaction testing of stratified silty sands. Journal of Geotechnical and Geoenviromental Engineering, Vol. 126, No. 3, pp Been, K., Jefferies, M.G. (1985), A state parameter for sands, Geotechnique 41, No. 3, pp Been, K., Jefferies, M.G. & Hachey, J. (1991), The critical state of sands, Geotechnique 35, No. 2, pp Bouckovalas, D. G., Andrianopoulos, I. K., Papadimitriou, G. A. (23), A critial state interpretation for the cyclic liquefaction resistance of silty sands. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 23, pp De Alba, P. Seed, H.B. and Chan, C.K. (1976), Sand liquefaction in large scale simple 5ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 7

8 shear tests, J. Geotech. Engrg, ASCE 12, GT9, EAK (2), Ελληνικός Αντισεισµικός Κανονισµός. Eurocode 8 EN 1998: Design of structures for earthquake resistance, Part 5: Foundations, retaining structures and geotechnical aspects. Ishihara, K. (1996), Soil behaviour in earthquake geotechnics. Clarendon Press Oxford, New York, U.S.A., pp Ishihara, K., Sodewkawa, M. and Tanaka, Y. (1977), Effects of overconsolidation on liquefaction characteristics of sands containing fines. Dynamic Geotechnical Testing, ASTM STP 654, pp Ladd, R. S. (1978), Preparing test specimens using undercompaction. Geotechnical Testing Journal, GTJODJ, Vol. 1, pp Mitchell, J. K. (1975), Fundamentals of soil behavior, John Wiley & Sons, Inc., New York, U.S.A., First Edition. Miura, S., Yagi, K. and Kawamura, S. (1995), Liquefaction damage of sandy and volcanic grounds in the 1993 Hokkaido Nansei-Oki earhquake. Proceedings: Third International Conference on Recennt Advances in Geotechnical Earhquake Engineering and Soil Dynamics, April 2-7, Vol. I, St. Louis, Missouri, Paper No. 3.6, pp Mulilis, P. J., Chan, C. K., Seed, B. H. (1975), The effects of method of sample preparation on the cyclic stress-strain behavior of sands. Report No. EERC NCEER (1997) Proceedings of the NCEER workshop on evaluation of liquefaction resistance of soils. Report No. NCEER-97-22, Youd, L. T. and Idriss, I. M., pp. 6, 62, 64. Στουραΐτης, Ε. Κ. και Τίκα, Θ. Μ. (21), Μια νέα συσκευή γα την εκτέλεση τριαξονικών δοκιµών ανακυκλιζόµενης φόρτισης σε εδάφη. 4 ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής και Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, Αθήνα, 3 Μαϊου-1 Ιουνίου 21, Τόµος. 1, σελ Seed, B. H. Idriss, I. M. and Arango, I. (1983), Evaluation of liquefaction potential using field performance data. Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 19, N. 3, pp Thevanayagam, S., Fiorillo, M. and Liang, J. (2), Effect of non-plastic fines on undrained cyclic strength of silty sands. Soil Dynamics and Liquefaction, pp Tronsco, J. H. and Verdugo, R. (1985), Silt content and dynamic behavior of tailing sands. Proceedings: Twelfth International Conference on Soil Mechanics and Foundations Engineering, san Francisco, U.S.A., pp Vaid, V. P. (1994), Liquefaction of silty soils. Ground Failures Under Seismic Conditions, Geotechnical Special Publication, No. 44, ASCE, pp Yang, S., Sandven, R. and Grande, L. (24) Instability of loose sand-silt mixtures. Proceedings: The 11 th International Conference on Soil Dynamics & Earthquake Engineering- The 3 rd International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering, 7 th -9 th January 24, Berkeley, California. Ξενάκη, Β. Κ. και Αθανασόπουλος, Γ. Α. (21), Αντίσταση ρευστοποίησης ιλυωδών άµµων: πειραµατική διερεύνηση. 2 ο Πανελλήνιο Συνέδριο Αντισεισµικής Μηχανικής και Τεχνικής Σεισµολογίας, Τόµος Α, σελ ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, Ξάνθη, 31/5-2/6/26 8