Η Επίδραση της Πλαστικότητας των Λεπτοκόκκων στην Αντίσταση Ρευστοποίησης Αµµωδών Εδαφών

Η Επίδραση της Πλαστικότητας των Λεπτοκόκκων στην Αντίσταση Ρευστοποίησης Αµµωδών Εδαφών The Effect of Fines Plasticity on the Liquefaction Resistance of Sandy soils ΠΑΠΑ ΟΠΟΥΛΟΥ, Α.Ι. ΤΙΚΑ, Θ.Μ. ΚΟΝΙΝΗΣ, Γ.Ε. Πολιτικός Μηχανικός, ρ. Α.Π.Θ. Πολιτικός Μηχανικός, Καθηγήτρια, Α.Π.Θ. Πολιτικός Μηχανικός, Α.Π.Θ. ΠΕΡΙΛΗΨΗ : Η εργασία παρουσιάζει αποτελέσµατα τριαξονικών δοκιµών µονοτονικής και ανακυκλικής φόρτισης σε µείγµατα άµµου και πλαστικών λεπτοκόκκων σε ποσοστά, 5 και 15% και σε διάφορες τιµές πλαστικότητας και πυκνότητας. Τα αποτελέσµατα δείχνουν ότι για δεδοµένο ποσοστό λεπτόκοκκων στα µελετηθέντα µείγµατα υπάρχει µία κρίσιµη τιµή του δείκτη πλαστικότητας, µέχρι την οποία η αστράγγιστη διατµητική αντοχή και η αντίσταση ρευστοποίησης µειώνονται και στη συνέχεια αυξάνονται µε περαιτέρω αύξηση της πλαστικότητας. ABSTRACT : The paper presents results of monotonic and cyclic triaxial tests on mixtures of sand with 5 and 15% plastic fines at various plasticity indices values and at various densities. The results show that for a given fines content undrained shear strength, as well as liquefaction resistance decrease with increasing plasticity index up to a threshold value they increase thereafter with further increasing plasticity. - 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Η ρευστοποίηση των εδαφών υπό συνθήκες στατικής ή δυναµικής φόρτισης θεωρείται από τις κυριότερες αιτίες αστοχίας των γεωκατασκευών και των θεµελιώσεων των τεχνικών έργων. Ενώ η συµπεριφορά άµµων, καθαρών ή µε µη-πλαστικά λεπτόκοκκα έχει αποτελέσει αντικείµενο πολλών εργαστηριακών µελετών και η συµπεριφορά των εδαφών αυτών σήµερα θεωρείται προβλέψιµη, οι µελέτες για τη συµπεριφορά αµµωδών εδαφών µε πλαστικά λεπτόκοκκα είναι σχετικά περιορισµένες, κυρίως για το λόγο, ότι τα εδάφη αυτά εθεωρούντο ότι έχουν µικρότερη πιθανότητα ρευστοποίησης. Εν τούτοις, υπάρχει πλήθος περιπτώσεων ρευστοποίησης στα εδάφη αυτά κατά τη διάρκεια σεισµών, οι οποίες καταδεικνύουν ότι και τα εδάφη αυτά εµφανίζουν σηµαντική πιθανότητα ρευστοποίησης. Χαρακτηριστικά, ο Kishida (1969) αναφέρει ότι εδάφη µε λεπτόκοκκα έως 7% και άργιλο 1% ρευστοποιήθηκαν κατά τους σεισµούς Mino- Owar, Tohankai, και Fukui, στην Ιαπωνία. Οι Ishihara et al. (199) αναφέρουν ότι κατά το σεισµό του Tadjikistan το 1989 χαµηλής πλαστικότητας ιλύες, PI=1%, µε 8% λεπτόκοκκα και 15% άργιλο παρουσίασαν ολισθήσεις έως και 2Km και παραµένουσες αντοχές από 2 έως 15kPa. Στο σεισµό του Kocaeli το 1999 στην Τουρκία, στην περιοχή του Adapazari παρουσιάστηκαν εκτεταµένες αστοχίες λόγω ρευστοποίησης και µετά από έρευνες και επιτόπου παρατηρήσεις, οι Bray et al. (24) αναφέρουν ότι ρευστοποιήθηκαν εδάφη παρόλο που περιείχαν σηµαντικά ποσοστά κόκκων µεγέθους αργίλου και υψηλές τιµές πλαστικότητας. Οι ευρέως χρησιµοποιούµενες στο σχεδιασµό γεωτεχνικών έργων, εµπειρικές συσχετίσεις της αστράγγιστης παραµένουσας διατµητικής αντοχής (Seed, 1987, Stark and Mesri, 1992) και της αντίστασης ρευστοποίησης (EC-8, NCEER 97, ΕΑΚ 2) µε το διορθωµένο αριθµό κρούσεων της δοκιµής πρότυπης διείσδυσης, (Ν 1 ) 6, λαµβάνουν υπόψη το ποσοστό των 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 1

λεπτοκόκκων χωρίς όµως καµία αναφορά στην πλαστικότητά τους, Σχήµα 1 και 2. Οι Ishihara and Koseki (1989), ανέδειξαν το δείκτη πλαστικότητας, PI σε σηµαντική παράµετρο εκτίµησης της αντοχής των εδαφών και σηµειώνουν ότι η ανακυκλική αντοχή παραµένει πρακτικά αµετάβλητη για εδάφη µε PI<1% και αυξάνεται για µεγαλύτερες τιµές του PI. Αντίθετα ο Koester (1994) αναφέρει ότι ο τύπος των λεπτοκόκκων, πλαστικά ή µη, είναι λιγότερο σηµαντικός από το ποσοστό τους. Ο Polito (1999) αναφέρει ότι η ανακυκλική αντοχή των άµµων που περιέχουν πλαστικά λεπτόκοκκα δεν εξαρτάται από το ποσοστό τους αλλά αυξάνεται µε την αύξηση του PI, άποψη µε την οποία συµφωνούν και οι Ghahremani et al. (26) και Ghahremani and Ghalandarzadeh (26) οι οποίοι µελετώντας τη µονοτονική και ανακυκλική συµπεριφορά µειγµάτων άµµουκαολίνη παρατήρησαν µείωση της αντοχής µέχρι ένα οριακό ποσοστό καολίνη και αύξησή της στη συνέχεια ενώ για δεδοµένο ποσοστό καολίνη, αύξηση του PI επέφερε αύξηση της αντοχής. Τέλος, οι Sadek and Saleh (27), αναφέρουν την ύπαρξη ενός οριακού ποσοστού του PI, πριν από το οποίο η ανακυκλική αντοχή µειώνεται και πέρα από το οποίο αυξάνεται. Αντικείµενο της εργασίας είναι η διερεύνηση της επίδρασης του ποσοστού των πλαστικών λεπτοκόκκων και της πλαστικότητάς τους, στη συµπεριφορά άµµου υπό µονοτονική και ανακυκλική φόρτιση. Τέλος εξετάζεται η πρακτική εφαρµογή των αποτελεσµάτων στην εκτίµηση της αστράγγιστης διατµητικής αντοχής και της αντίστασης ρευστοποίησης αµµωδών εδαφών. Σχήµα 1: Συσχέτιση του λόγου της παραµένουσας διατµητικής αντοχής προς την ενεργό τάση µε το διορθωµένο αριθµό κρούσεων της δοκιµής πρότυπης διείσδυσης, (Ν 1 ) 6, (Stark and Mesri, 1992). Figure 1: Correlation between the residual shear strength to the effective stress ratio and N 1 ( 6 ), (Stark and Mesri, 1992). 2. ΜΕΛΕΤΗΘΕΝΤΑ ΥΛΙΚΑ Τα εδαφικά υλικά που χρησιµοποιήθηκαν ήταν µία καθαρή φυσική χαλαζιακή άµµος (S) µε κόκκους πολύ καλής στρογγυλότητας, µία µήπλαστική ιλύς, και καολίνης (Speswhite). Οι δοκιµές εκτελέστηκαν σε µείγµατα της καθαρής άµµου µε λεπτόκοκκα (F) διαφόρου πλαστικότητας σε δύο κατά βάρος ποσοστά, 5% (SF5) και 15% (SF15). Τα διαφόρου πλαστικότητας λεπτόκοκκα προέκυψαν από ανάµειξη της ιλύος και του καολίνη σε διάφορα κατά βάρος ποσοστά. Οι φυσικές ιδιότητες των χρησιµοποιηθέντων εδαφικών υλικών, καθώς και των µειγµάτων δίδονται στον Πίνακα 1. Σχήµα 2: Μεταβολή της αντίστασης ρευστοποίησης, CSR=τ αν /σ ο, µε τον αριθµό κρούσεων της δοκιµής πρότυπης διείσδυσης, N 1 ( 6 ), για ιλυώδεις άµµους και για σεισµό µεγέθους Μ=7.5 (EC 8). Figure 2: Relationship between stress ratio causing liquefaction, CSR=τ αν /σ ο, and N 1 ( 6 ), for silty sands and Μ=7.5 earthquake (EC 8). 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 2

Πίνακας 1. Φυσικές ιδιότητες µελετηθέντων εδαφών Table 1. Physical properties of tested materials Έδαφος W L W P PI G s e max e min D 5 (mm) C u Cf %<2µm Άµµος (S) - - NP 2.649.841.582.3 1.3 - Ιλύς - - NP 2.663 1.663.658.2 7.5 - Καολίνης 65 3 35 2.61 - - - - 72 Μείγµατα SF5 (NP) * - - NP 2.65.762.544.3 1.6 - SF5 (PI=6%) 28 21 6 2.649.728.461 - - - SF5 (PI=12%) 3 18 12 2.649.797.554 - - - SF15 (NP) * - - NP 2.651.75.38.3 8.8 - SF15 (PI=12%) 3 18 12 2.649.88.56.3 1 - SF15 (PI=22%) 41 19 22 2.647.872.496 - - - SF15 (PI=3%) 56 26 3 2.645 - - - - - SF15 (PI=35%) - - 35 2.643 - - - - - * Παπαδοπούλου (28) 3. ΕΡΓΑΣΤΗΡΙΑΚΕΣ ΟΚΙΜΕΣ Η πειραµατική διερεύνηση πραγµατοποιήθηκε µε αστράγγιστες µονοτονικές και ανακυκλικές τριαξονικές δοκιµές ισότροπης στερεοποίησης. Και τα δύο είδη δοκιµών εκτελέστηκαν στην τριαξονική συσκευή ανακυκλικής φόρτισης (MTS), του Εργαστηρίου Εδαφοµηχανικής, Θεµελιώσεων & Γεωτεχνικής Σεισµικής Μηχανικής του Α.Π.Θ. της οποίας η λειτουργία περιγράφεται αναλυτικά από την (Παπαδοπούλου, 28). Για την προετοιµασία των δοκιµίων (H/D 1mm/5mm) χρησιµοποιήθηκε η µέθοδος της υποσυµπύκνωσης (Ladd, 1978). Η διαµόρφωσή τους πραγµατοποιήθηκε µε διάστρωση του εδαφικού υλικού µε αρχική υγρασία w=5-6% σε 9 στρώσεις και σταθερό αριθµό κρούσεων ανά στρώση µε ειδικά διαµορφωµένο στέλεχος. Με τη µέθοδο αυτή, επιτυγχάνεται η διαµόρφωση δοκιµίων διαφόρων πυκνοτήτων. Μετά την προετοιµασία των δοκιµίων ακολούθησε ο κορεσµός τους µε τη µέθοδο του διοξειδίου του άνθρακα (CO 2 ). Σε όλες τις δοκιµές η παράµετρος της πίεσης του ύδατος των πόρων είχε τιµές Β=.97~1.. Στη συνέχεια, αφού τα δοκίµια στερεοποιήθηκαν στο επίπεδο της επιθυµητής ισότροπης ενεργού τάσης, σ ο, υποβλήθηκαν υπό αστράγγιστες συνθήκες, είτε σε αξονική συµπίεση για τις µονοτονικές δοκιµές, είτε σε µια ακολουθία ανακυκλικής αξονικής τάσης (±σ d ), ηµιτονοειδούς κυµατοµορφής, µε συχνότητα f=.1 Hz, για τις δοκιµές ανακυκλικής φόρτισης. Στην παρούσα εργασία, ο λόγος αντίστασης ρευστοποίησης, CRR (Cyclic Resistance Ratio), ορίζεται ως ο λόγος ανακυκλικής τάσης CSR=σ d /2σ ο (Cyclic Stress Ratio), που αντιστοιχεί σε 15 κύκλους φόρτισης για διπλού πλάτους αξονική παραµόρφωση, ε DA =5%. Για την αξιολόγηση των αποτελεσµάτων εκτός από το δείκτη πόρων, e, χρησιµοποιήθηκε και ο δείκτης πόρων του στερεού σκελετού, e g, ο οποίος εκφράζει τη σχετική συνεισφορά του χονδρόκοκκου κλάσµατος στη συµπεριφορά του µείγµατος (Mitchell, 1975). Για κορεσµένα δοκίµια (S r =1%) και θεωρώντας ότι το ειδικό βάρος των κόκκων της άµµου και των λεπτόκοκκων συστατικών είναι το ίδιο, ο δείκτης πόρων του στερεού σκελετού µετά τη στερεοποίηση των δοκιµίων εκφράζεται ως ακολούθως: fc + e eg = (1 f ) c (1) όπου f C είναι το επί τοις εκατό ποσοστό των λεπτοκόκκων και e είναι o δείκτης πόρων του δοκιµίου. Εκτελέστηκαν 18 µονοτονικές και 22 ανακυκλικές δοκιµές σε µείγµατα της άµµου µε 5% (PI=6% & 12%) και 15% λεπτόκοκκα (PI=12%, 22%, 3% & 35%) σε διάφορες πυκνότητες και στις τάσεις, σ ο=5, 1 και 2kPa. Τα αποτελέσµατα των δοκιµών συγκρίνονται µε αποτελέσµατα αντίστοιχων δοκιµών οι οποίες εκτελέστηκαν σε δοκίµια της 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 3

καθαρής άµµου (S) και σε µείγµατά της µε τη µη-πλαστική ιλύ, σε κατά βάρος ποσοστά 5% και 15% και των οποίων οι φυσικές ιδιότητες δίδονται επίσης στον Πίνακα 1 (Παπαδοπούλου, 28). 4. ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΑ ΟΚΙΜΩΝ 4.1 Τριαξονικές Μονοτονικές οκιµές Υπό αστράγγιστες συνθήκες, η Κρίσιµη Κατάσταση (Critical State) ενεργοποιείται όταν η πίεση του ύδατος των πόρων και η µέση ενεργός τάση παραµένουν σταθερές µε συνεχιζόµενη παραµόρφωση. Στην κατάσταση αυτή υπάρχει µονοσήµαντη σχέση ανάµεσα στο δείκτη πόρων, e cs, στη µέση ενεργό τάση, p cs, και στην εκτροπική τάση, q cs η οποία εκφράζεται στο επίπεδο των e cs -p cs, από την εξίσωση: ecs =Γcs λcs lnp' cs (2) όπου Γ cs είναι η τιµή του κρίσιµου δείκτη πόρων για p cs =1kPa και λ cs είναι η κλίση της Γραµµής Κρίσιµης Κατάστασης (Γ.Κ.Κ.). Στα Σχήµατα 3α και 3β, παρουσιάζονται µε βάση το δείκτη πόρων, e και το δείκτη πόρων του στερεού σκελετού, e g, αντίστοιχα, οι Γ.Κ.Κ. των µειγµάτων της άµµου µε πλαστικά και µηπλαστικά λεπτόκοκκα σε ποσοστά 5 και 15%. Στις µικρές τιµές µέσης ενεργού τάσης, p cs, κάτω από τα 3kPa περίπου, οι Γ.Κ.Κ. είναι σχεδόν παράλληλες και έχουν µικρή κλίση. Στο επίπεδο e-p cs, οι Γ.Κ.Κ µετατοπίζονται προς τα κάτω ενώ στο επίπεδο e g -p cs, προς τα άνω, µε αυξανόµενο το ποσοστό λεπτοκόκκων έως το 15%, τόσο για τα µείγµατα µε πλαστικά όσο και για αυτά µε µη-πλαστικά λεπτόκοκκα. Η διαφοροποίηση αυτή στη µετατόπιση των Γ.Κ.Κ. οφείλεται στο ότι για δεδοµένη τιµή του e, η τιµή τoυ e g αυξάνεται µε το ποσοστό λεπτοκόκκων, καθώς η αύξηση του ποσοστού τους έχει ως αποτέλεσµα τη δηµιουργία µιας πιο χαλαρής δοµής στο µείγµα. Για τα µείγµατα της άµµου µε 5% λεπτόκοκκα σε διάφορες τιµές του PI, οι Γ.Κ.Κ. µετατοπίζονται προς τα κάτω µε την αύξηση του PI µέχρι µία κρίσιµη τιµή, PI th =6% και στη συνέχεια προς τα άνω µε περαιτέρω αύξηση του PI. Οµοίως για τα µείγµατα της άµµου µε 15% λεπτόκοκκα σε διάφορες τιµές του PI, οι Γ.Κ.Κ. µετατοπίζονται προς τα κάτω µε την αύξηση του PI µέχρι µία κρίσιµη τιµή, PI th =22% και στη συνέχεια προς τα άνω. Παρατηρείται ότι η τιµή του PI th εξαρτάται από το ποσοστό e.9.7.5 SF15 PI=3% PI=22% Άµµος (S) SF5 PI=6% PI=12% NP.3 1 1 1 1 1 1 Άµµος (S) e g.8 SF15 PI=22% PI=3% PI=12% SF5 NP NP PI=12%.6 1 1 1 1 1 p' cs (kpa) NP PI=12% PI=6% Έδαφος PI Σύµβολο Έδαφος PI SF5 NP SF5 12 SF15 NP SF15 12 SF5 6 SF15 22 SF15 3 Σύµβολο Σχήµα 3. Γραµµές Κρίσιµης Κατάστασης της άµµου µε πλαστικά και µη-πλαστικά λεπτόκοκκα e-p cs, e g -p cs. Figure 3. Critical State Lines of the mixtures of sand with plastic and non-plastic fines (a) e- p cs, (b) e g -p cs. λεπτοκόκκων και αυξάνεται µε την αύξησή του από 5% σε 15%. Στα Σχήµατα 4α και 4β, παρουσιάζεται η µεταβολή της αστράγγιστης διατµητικής αντοχής στην κρίσιµη κατάσταση, s cs =q cs /2 µε το e και το e g, αντιστοίχως, στην τάση, σ ο=1kpa. Παρατηρείται µείωση της s cs µε την αύξηση των e και e g, για δεδοµένη τάση. Για δεδοµένο e, ή e g, η τιµή της s cs των µειγµάτων της άµµου µε 5% και 15% λεπτόκοκκα µειώνεται µε την αύξηση του PI 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 4

9 2 1.5 e=.71 SF5 e=.718 scs (kpa) scs (kpa) 6 3 9 6 3.4.5.6.7.8 e.6.7.8.9 e g Έδαφος PI Σύµβολο Έδαφος PI Άµµος NP SF5 12 SF5 NP SF15 12 SF15 NP SF15 22 SF5 6 SF15 3 Σύµβολο Σχήµα 4. Μεταβολή της αστράγγιστης διατµητικής αντοχής, s cs, µε το δείκτη πόρων, e, και το δείκτη πόρων του στερεού σκελετού, e g, για την άµµο και τα µείγµατά της µε πλαστικά και µη-πλαστικά λεπτόκοκκα, στην τάση σ ο=1kpa. Figure 4. Variation of the undrained shear strength, s cs, with (a) void ratio, e, and (b) intergranular void ratio, e g, for the sand and its mixtures with plastic and non-plastic fines, at σ ο=1kpa. έως τις οριακές τιµές, 6% και 22% αντιστοίχως και αυξάνεται στη συνέχεια µε την περαιτέρω αύξηση του PI, Σχήµα 5. Σύµφωνα µε τα αποτελέσµατα για δεδοµένο e, παρουσία πλαστικών ή µη-πλαστικών scs/σ'o scs/σ'o 1.5 e=.79 5 1 15.5 e=.614 SF15.4.3.2.1 e=.68 e=.579 e=.61 1 2 3 4 PI Σχήµα 5. Μεταβολή της κανονικοποιηµένης αστράγγιστης διατµητικής αντοχής, s cs /σ ο, µε το δείκτη πλαστικότητας PI, για τα µείγµατα της άµµου µε 5% και 15% λεπτόκοκκα. Figure 5. Variation of the normalized undrained shear strength, s cs /σ ο, with plasticity index, PI, for the mixtures of sand with (a) 5% and (b) 15% fines. λεπτοκόκκων προκαλεί µείωση της s cs της άµµου. Επιπλέον για µείγµατα µε το ίδιο f c, η µείωση αυτή είναι µεγαλύτερη στην περίπτωση των πλαστικών λεπτοκόκκων, µε την ελάχιστη αντοχή να αντιστοιχεί στην κρίσιµη τιµή, PI th. Αντιθέτως, για δεδοµένο e g, παρουσία πλαστικών ή µη-πλαστικών λεπτοκόκκων προκαλεί αύξηση της s cs της άµµου, λόγω της µείωσης του e µε αυξανόµενο f c και της δηµιουργίας µίας πυκνότερης δοµής στο µείγµα. 4.2 Τριαξονικές Ανακυκλικές οκιµές Τα Σχήµατα 6α και 6β παρουσιάζουν τη µεταβολή της αντίστασης ρευστοποίησης, CRR 15, µε τις παραµέτρους, e, και e g, αντιστοίχως, στην τάση, σ ο=1kpa. Για δεδοµένη τιµή των e ή e g παρατηρείται µείωση της CRR 15 των µειγµάτων της άµµου µε 5 και 15% λεπτόκοκκα µε την αύξηση του PI, µέχρι µία κρίσιµη τιµή PI th και αύξησή της µε την 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 5

περαιτέρω αύξηση του PI. Οι οριακές τιµές, PI th, στην τάση σ o=1kpa είναι ίδιες µε αυτές που προέκυψαν από τις µονοτονικές δοκιµές. Επιβεβαιώνεται και από τα αποτελέσµατα των ανακυκλικών δοκιµών η αρνητική επίδραση της πλαστικότητας των λεπτοκόκκων στην ανακυκλική αντοχή των µειγµάτων µέχρι το οριακό ποσοστό PI th και η αντιστροφή της σε θετική στη συνέχεια, για δεδοµένο e. Η µεταβολή του λόγου της υπερπίεσης του ύδατος των πόρων, u/σ o, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, προς τον αριθµό κύκλων που απαιτούνται για την ανάπτυξη ρευστοποίησης, N l, παρουσιάζεται στο Σχήµα 7. Για δεδοµένη τιµή του N/N l, προκύπτει ένα εύρος τιµών του u/σ o, ανάλογα µε την πυκνότητα και την επιβαλλόµενη τάση, CSR. Για δεδοµένη τιµή των CSR, σ o, e και f c, από τις καµπύλες µεταβολής του u/σ o, µε το N/N l, παρατηρείται ότι ο ρυθµός αύξησης του u/σ o, είναι υψηλότερος για αύξηση του PI των µειγµάτων έως την κρίσιµη τιµή PI th, και χαµηλότερος για περαιτέρω αύξηση του PI. Ο υψηλός ρυθµός αύξησης του u/σ o, αντιστοιχεί σε εκδήλωση ρευστοποίησης υπό µορφή εδαφικής ροής, µε πρακτικά ακαριαία αύξηση της πίεσης του ύδατος των πόρων και των παραµορφώσεων, ενώ χαµηλότερος ρυθµός αύξησης του u/σ o αντιστοιχεί σε εκδήλωση της ρευστοποίησης υπό µορφή σταδιακής συσσώρευσης πίεσης του ύδατος των πόρων και παραµορφώσεων, γνωστή ως ανακυκλική κινητικότητα. 5. ΠΡΑΚΤΙΚΗ ΕΦΑΡΜΟΓΗ ΤΩΝ ΑΠΟΤΕΛΕΣΜΑΤΩΝ Τα αποτελέσµατα των τριαξονικών δοκιµών µονοτονικής και ανακυκλικής φόρτισης της παρούσας εργασίας δείχνουν ότι υπάρχει µία ανάλογη σχέση ανάµεσα στις συσχετίσεις της s cs ή του CRR 15 µε το (Ν 1 ) 6 και σε αυτήν ανάµεσα στην s cs ή το CRR 15 µε το e g, Σχήµατα 3β και 5β, αντίστοιχα. Η αναλογία αυτή µπορεί να ερµηνευθεί µε βάση την εµπειρική συσχέτιση ανάµεσα στη σχετική πυκνότητα, D r και τον αριθµό κρούσεων, Ν, της δοκιµής πρότυπης διείσδυσης, SPT, οι οποίες λαµβάνουν υπόψη την επίδραση του µεγέθους των κόκκων στην αντίσταση διείσδυσης των αµµωδών εδαφών (Skempton, 1986). Σύµφωνα µε τη συσχέτιση 2 αυτή ο λόγος (N 1 ) 6 /D r αυξάνεται µε την αύξηση του µεγέθους των κόκκων όπως εκφράζεται από το D 5. Έτσι, για δεδοµένη τιµή του (N 1 ) 6, η D r αυξάνεται µε τη µείωση του D 5 η οποία αντιστοιχεί σε αύξηση του f c. CRR15 CRR15.4.3.2.1.4.5.6.7.8.4.3.2.1 e 1.9.8.7.6 e g Έδαφος PI Σύµβολο Έδαφος PI Άµµος (S) NP SF15 12 SF5 NP SF15 22 SF15 NP SF15 3 SF5 6 SF15 35 SF5 12 Σύµβολο Σχήµα 6. Μεταβολή του λόγου αντίστασης ρευστοποίησης, CRR 15, µε το δείκτη πόρων, e, και το δείκτη πόρων του στερεού σκελετού, e g, για την άµµο και τα µείγµατά της µε πλαστικά και µη-πλαστικά λεπτόκοκκα, στην τάση σ ο=1kpa. Figure 6. Variation of Cyclic Resistance Ratio, CRR 15, with (a) void ratio, e, and (b) intergranular void ratio, e g, for the sand and its mixtures with plastic and non-plastic fines, at σ ο=1kpa. Οµοίως, για σταθερή τιµή του e g, αύξηση του f c αντιστοιχεί σε αύξηση της D r και άρα σε µικρότερες τιµές του e και αύξηση του CRR 15. Γενικά, αύξηση του f c έως το 15% αντιστοιχεί σε αύξηση της s cs ή του CRR 15 της άµµου όταν η πυκνότητα εκφράζεται µέσω του e g, το οποίο αποτελεί καταλληλότερη παράµετρο έκφρασής της για µείγµατα άµµου-λεπτοκόκκων. Στην περίπτωση που τα λεπτόκοκκα έχουν κάποια πλαστικότητα, η θετική τους επίδραση στην τιµή της s cs ή του CRR 15 της άµµου είναι 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 6

µικρότερη σε σχέση µε τα µη-πλαστικά λεπτόκοκκα, όταν η πλαστικότητά τους, εκφρασµένη µέσω του PI είναι µικρότερη από µία κρίσιµη τιµή, PI th, η οποία είναι διαφορετική για κάθε f c και όπως προκύπτει αυξάνεται µε την αύξηση του f c. Άρα, υπάρχει υπερεκτίµηση της s cs ή του CRR 15 µε βάση τις χρησιµοποιούµενες στην τρέχουσα πρακτική εµπειρικές σχέσεις εκτίµησης της αντοχής των εδαφών υπό µονοτονική ή ανακυκλική φόρτιση. 6. ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Από τα αποτελέσµατα των εργαστηριακών δοκιµών προκύπτουν τα παρακάτω συµπεράσµατα: α) Οι Γ.Κ.Κ. στο επίπεδο e-p cs, των µειγµάτων της άµµου µε 5% και 15% λεπτόκοκκα µετατοπίζονται προς τα κάτω µε την αύξηση του PI των µειγµάτων µέχρι µία κρίσιµη τιµή, PI th, η οποία είναι 6% και 22%, αντιστοίχως και στη συνέχεια προς τα άνω µε την περαιτέρω αύξηση του PI των µειγµάτων. β) Η τιµή του PI th, αυξάνεται µε την αύξησή του f c. γ) Για δεδοµένη τιµή των e, σ o, και f c, οι s cs και CRR 15 της άµµου µειώνονται µε αυξανόµενη πλαστικότητα έως την τιµή PI th, και στη συνέχεια αυξάνονται µε περαιτέρω αύξηση της πλαστικότητας. δ) Τα µείγµατα µε πλαστικά λεπτόκοκκα έχουν µικρότερη αντοχή σε µονοτονική και ανακυκλική φόρτιση (s cs και CRR 15 ) από τα αντίστοιχα µείγµατα µε µη-πλαστικά λεπτόκοκκα. ε) Για δεδοµένη τιµή των CSR, σ o, e και f c, ο ρυθµός αύξησης του u/σ o, αυξάνεται µε αυξανόµενη πλαστικότητα έως το PI th, και στη συνέχεια αποµειώνεται µε περαιτέρω αύξηση της πλαστικότητας. Οι υψηλοί ρυθµοί αύξησης του u/σ o, σε τιµές πλαστικότητας πλησίον της PI th, υποδεικνύουν την εκδήλωση ρευστοποίησης υπό µορφή εδαφικής ροής. στ) Η παρατηρούµενη µεταβολή της s cs και της CRR 15 µε το e g, είναι αντίστοιχη µε τις προτεινόµενες από τις εµπειρικές συσχετίσεις της s cs και της CRR 15 µε το (Ν 1 ) 6. Με βάση τα ανωτέρω συµπεραίνεται ότι τόσο η s cs όσο και η CRR 15 υπερεκτιµούνται µε βάση τις παραπάνω συσχετίσεις. u/σ ο u/σ ο 1.8.6.4 SF5 CSR=.31-.33.2 e=.681-.695 σ ο=1kpa.2.4.6.8 1 N/N l 1 SF15.8.6.4 CSR=.14.2 e=.577-.592 σ ο=1kpa.2.4.6.8 1 N/N l f c PI Σύµβολο CSR e Ν l NP.33.681 4 5 6.31.695 9 12.32.69 5 NP.14.584 25 15 22.14.592 12 35.14.577 15 Σχήµα 7. Μεταβολή του λόγου της υπερπίεσης του ύδατος των πόρων, u/σ o, µε τον αριθµό κύκλων, Ν, προς τον αριθµό κύκλων που απαιτούνται για την ανάπτυξη ρευστοποίησης, N l, για τα µείγµατα της άµµου µε 5% και 15% λεπτόκοκκα, σε διάφορες τιµές του δείκτη πλαστικότητας, PI και δεδοµένες τιµές του λόγου ανακυκλικής τάσης, CSR, του δείκτη πόρων, e, και της τάσης, σ o. Figure 7. Variation of the excess pore water pressure ratio, u/σ o, with the ratio of the number of cycles, N, to the number of cycles required to cause liquefaction, N l, for the mixtures of sand with (a) 5% and (b) 15% fines, at various plasticity indices, PI, values and at given values of Cyclic Stress Ratio, CSR, void ratio, e, and stress, σ o. 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 7

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 Been, K. and Jefferies, M.G. (1985) A state parameter for sands, Géotechnique, Vol. 42, No. 3, 365-381. Bray, J., Sancio, R., Durgunoglu, T., Onalp, A., Youd, L., Stewart, J., Seed, R., Cetin, O., Bol. E., Baturay, M., Christensen, C. and Kradayilar, T. (24), Subsurface characterization at Ground Failure Sites in Adapazari, Turkey, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, Vol. 13, No. 7, pp. 673-685. Cubrinovski, Μ., and Ishihara, K. (22) Maximum and minimum void ratio characteristics of sands, Soils and Foundations, Vol. 42, No. 6, 65-78. EAK (2), Ελληνικός Αντισεισµικός Κανονισµός. Eurocode 8 EN (1998), Design of structures for earthquake resistance, Part 5: Foundations, retaining structures and geotechnical aspects. Ghahremani, M., Ghalandarzadeh, A. (26), Effect of plastic fines on cyclic resistance of sands, Soil and Rock Behaviour and Modelling, GSP 15, 194, p.54. Ghahremani, M., Ghalandarzadeh, A., Moradi, M. (26), Effect of plastic fines on the undrained behaviour of sands, Soil and Rock Behaviour and Modelling, GSP 15, 194, p.5. Ishihara, K., Koseki, J. (1989), Discussion on the cyclic shear strength of fines-containing sands, Proceedings of the11 th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rio De Janeiro, Brazil, pp. 11-16. Ishihara, K., Okusa, S., Oyagi, N., Ischuk, A. (199), Liquefaction-induced flow slide in the collapsible loess deposit in Soviet Tajik, Soils and Foundations, Vol. 3, No. 4, pp. 73-89. Kishida, H. (1969), Characteristics of liquefied sands during Mino-Owari, Tohankai and Fukui earthquakes, Soils and Foundations, Vol. 9, No. 1, pp. 75-92. Koester, J. (1994), The influence of fine type and content on cyclic strength, Ground Failures Under Seismic Conditions, GSP, No. 44, ASCE, pp. 17-33. Ladd, S. (1978), Preparing test specimens using undercompaction, Geotechnical Testing Journal, Vol. 1, pp. 16. Mitchell, J.K. (1975), Fundamentals of soil behavior, John Wiley & Sons, Inc., New York, U.S.A., First Edition. 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. (editors), pp. 6, 62, 64. Παπαδοπούλου, Α.Ι. (28), Εργαστηριακή µελέτη της συµπεριφοράς ιλυωδών άµµων σε συνθήκες µονοτονικής και ανακυκλικής φόρτισης, ιδακτορική ιατριβή, Αριστοτέλειο Πανεπιστήµιο Θεσσαλονίκης. Perlea, V. G., Koester, J. P., and Prakasha, K. S. (1999), "How liquefiable are cohesive soils", 2 nd International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering and Soil Dynamics, Lisbon, Portugal, 611-618. Polito, C. (1999), The effects of non-plastic and plastic fines on the liquefaction of sandy soils, PhD. Thesis, Virginia Polytechnic Institute. Sadek, S., Saleh, M. (27), The effect of carbonaceous fines on the cyclic resistance of poorly graded sands, Geotechnical and Geological Engineering, Vol. 25, pp. 257-264. Seed, H. (1987), Design problems in soil liquefaction, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 113, No. GT8, pp. 827-845. Skempton, A. (1986), Standard penetration test procedures and the effects in sands of overburden pressure, relative density, particle size, aging and overconsolidation, Géotechnique, Vol.36, No.3, pp.425-447. Stark, T., Mesri, G. (1992), Undrained shear strength of liquefied sands for stability analysis, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 118, No. GT11, pp. 1727-1747. 6ο Πανελλήνιο Συνέδριο Γεωτεχνικής & Γεωπεριβαλλοντικής Μηχανικής, ΤΕΕ, 29/9 1/1 21, Βόλος 8