รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf ·...

73
รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์ โครงการวิจัยงบประมาณเงินรายได้ (เงินอุดหนุนจากรัฐบาล) ปีงบประมาณ .. ๒๕๕๗ ชื่อโครงการวิจัย การศึกษากําลังรับแรงเฉือนแบบไม่ระบายน้ําที่ถูกทําให้เข้าสู่ภาวะปกติ ของดินเหนียวกรุงเทพฯภายใต้สภาวะอัดตัวคายนําแบบปกติ เลขที๙๙/๒๕๕๗ โดย สยาม ยิ้มศิริ คณะวิศวกรรมศาสตร์ มหาวิทยาลัยบูรพา พฤศจิกายน ๒๕๕๗

Upload: others

Post on 01-Apr-2021

6 views

Category:

Documents


0 download

TRANSCRIPT

Page 1: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

รายงานวจยฉบบสมบรณ

โครงการวจยงบประมาณเงนรายได (เงนอดหนนจากรฐบาล)

ปงบประมาณ พ.ศ. ๒๕๕๗

ชอโครงการวจย

การศกษากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาทถกทาใหเขาสภาวะปกตของดนเหนยวกรงเทพฯภายใตสภาวะอดตวคายนาแบบปกต

เลขท ๙๙/๒๕๕๗

โดย

สยาม ยมศร คณะวศวกรรมศาสตร มหาวทยาลยบรพา

พฤศจกายน ๒๕๕๗

Page 2: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทคดยอ

i

บทคดยอ โครงการวจยนไดทาการตรวจสอบความเปนไปไดของแนวคด normalized soil parameter (NSP)

สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯ ตวอยางดนททดสอบถกเกบดวยกระบอกบางและทดสอบพฤตกรรมของดนโดยใชเครองมอ triaxial โดยดาเนนการทดสอบ CKoUC กบตวอยางดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาวะ normally consolidated (OCR=1) และศกษาผลกระทบของคาสดสวน vertical consolidation stress to

maximum part pressure (v,c’/v,max’) (1.5 ถง 3.5) ตอพฤตกรรมความเคน-ความเครยด-กาลงรบแรงเฉอนภายใตการทดสอบการกดแบบไมระบายนา ความเปนไปไดของแนวคด NSP สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯจะเปนพนฐานในการประยกตใชเทคนค SHANSEP ผลการศกษาพบวาพฤตกรรมของดนเหนยวออน

กรงเทพฯในสภาพ normally consolidated จะเปลยนแปลงไปเมอสดสวน v,c’/v,max’ มคามากและ

แนวคด NSP สามารถใชไดเมอคาสดสวน v,c’/v,max’ นอยกวาประมาณ 2.5 เมอ consolidation stress มคามากเกนไปอาจทาลายโครงสรางของดนซงเกดจาก aging และ cementation ผลการศกษานจะเปนประโยชนในการประยกตใชเทคนค SHANSEP สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯ

Page 3: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทสรปสาหรบผบรหาร

ii

บทสรปสาหรบผบรหาร

โครงสรางคนดนถมเปนโครงสรางทางวศวกรรมปฐพทพบมากทสด โครงสรางชนดนจาเปนสาหรบงานกอสรางสาธารณปโภคพนฐานแทบทกชนด เชน เสนทางถนนและรถไฟ, โครงสรางทผลตไฟฟาจากนา, โครงสรางชลประทานและปองกนนาทวม, โครงสรางบรเวณชายฝงทะเล, และสนามบน การกอสรางสาธารณปโภคพนฐานเหลานในพนททมประชากรหนาแนนจาเปนตองกอสรางในพนทดนมสภาพทางวศวกรรมไมด เชน ดนเหนยวออน โครงสรางคนดนถมเหลานตองออกแบบไมใหมความเสยงตอการวบตของดนเหนยวออนซงสามารถกอใหเกดความเสยหายอยางใหญหลวง เชน การวบตของโครงสรางเกบกกนาหรอการเคลอนตวอยางมากของโครงสรางไปกบดน แตโดยทวไปการวบตเหลานจะไมเปนอนตรายมากแตจะเสยคาใชจายสงเนองจากเกดความลาชาของโครงการกอสรางโดยรวมเพอรอการออกแบบแกไข ในการกอสรางคนดนถมบนดนเหนยวออนจะมคา Factor of Safety (FOS) นอยทสดเมอสนสดการกอสรางกอนทดนเหนยวออนจะมกาลงเพมขนเนองจากการ consolidation ดงนนคากาลงรบแรงเฉอนทใชในการวเคราะหเถยรภาพของลาดดนเพอคานวณคา FOS ทนอยทสดจงเปนคากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาของดนเหนยว โครงการวจยนจงตรวจสอบความเปนไปไดของแนวคด normalized soil parameter (NSP) สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯ โดยดาเนนการทดสอบ CKoUC กบตวอยางดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาวะ normally consolidated (OCR=1) และศ กษ าผลกระทบของค าส ดส วน vertical consolidation stress to maximum part

pressure (v,c’/v,max’) (1.5 ถง 3.5) ตอพฤตกรรมความเคน-ความเครยด-กาลงรบแรงเฉอนภายใตการทดสอบการกดแบบไมระบายนา งานวจยนวเคราะหผลกระทบของ consolidation stress และความเปนไปไดของแนวคด NSP สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯเพอเปนพนฐานในการประยกตใชเทคนค SHANSEP

Page 4: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

คานา

iii

คานา

วตถประสงคของงานวจยนเพอตรวจสอบความเปนไปไดของแนวคด normalized soil parameter (NSP) สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯ โดยดาเนนการทดสอบ CKoUC กบตวอยางดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาวะ normally consolidated (OCR=1) และศกษาผลกระทบของคาสดสวน vertical consolidation

stress to maximum part pressure (v,c’/v,max’) (1.5 ถง 3.5) ตอพฤตกรรมความเคน-ความเครยด-กาลงรบแรงเฉอนภายใตการทดสอบการกดแบบไมระบายนา งานวจยน วเคราะหผลกระทบของ consolidation stress และความเปนไปไดของแนวคด NSP สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯเพอเปนพนฐานในการประยกตใชเทคนค SHANSEP

โครงการวจยนไดรบการสนบสนนจากโครงการวจยงบประมาณเงนรายได (เงนอดหนนจากรฐบาล) ปงบประมาณ พ.ศ. 2557 (เลขท 99/2557) จากมหาวทยาลยบรพา โดยสวนหนงของโครงการวจยนไดตพมพเปนบทความวจยตพมพในรายงานสบเนองจากการประชมวชาการระดบนานาชาต จานวน 1 บทความ ดงน

Yimsiri, S. and Ratananikom, W. (2013), “Investigation of failure criterion and plastic

potential of Bangkok Clay in -plane by torsional shear hollow cylinder apparatus”, 18th Southeast Asian Geotechnical Conference and Inaugural AGSSEA Conference, Singapore, pp. 461-466

Page 5: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

สารบญ

iv

สารบญ หนา

บทคดยอ i บทสรปสาหรบผบรหาร ii คานา iii สารบญ iv บทท 1 ความสาคญของปญหาททาการวจย บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา 2.1 พฤตกรรมของฐานรากดนเหนยวระหวางการกอสรางคนดนถม 2-1 2.2 การวเคราะหเสถยรภาพของลาดดน 2-2 2.3 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา 2-3

2.3.1 การรบกวนตวอยางดน 2-3 2.3.2 Anisotropy ดาน strength และ stress-strain 2-3 2.3.3 ผลกระทบของ strain rate 2-5 2.3.4 พฤตกรรม normalization 2-5

2.4 การทดสอบหาคากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนา 2-9 2.5 Sample disturbance 2-11

2.5.1 Sampling disturbance 2-11 2.5.2 การประเมน sample disturbance 2-14

2.6 เทคนค Recompression 2-18 2.7 Normalized soil parameters 2-20 2.8 เทคนค SHANSEP 2-28 2.9 บทสรป 2-32 บทท 3 แผนการดาเนนการ 3.1 เครองมอการทดลอง 3-1 3.2 ดนทใชในการทดลอง 3-1 3.3 แผนการทดลอง 3-3 3.4 วธการทดลอง 3-3

3.4.1 การเกบตวอยางดน 3-3 3.4.2 การตดตงตวอยางดนและการ saturation 3-4

Page 6: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

สารบญ

v

3.4.3 การ consolidation 3-4 3.4.4 การ undrained compression shearing 3-4

บทท 4 ผลการทดลอง 4.1 ผลการทดสอบ consolidation 4-1 4.2 ผลการทดสอบ undrained shearing 4-3 4.3 พฤตกรรม normalization ของดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาพ normally consolidated 4-5 บทท 5 สรปผลการทดลอง เอกสารอางอง R-1 ภาคผนวก ผลงานตพมพ

Page 7: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 1 ความสาคญของปญหาททาการวจย

1-1

บทท 1 ความสาคญของปญหาททาการวจย โครงสรางคนดนถมเปนโครงสรางทางวศวกรรมปฐพทพบมากทสด โครงสรางชนดนจาเปนสาหรบงาน

กอสรางสาธารณปโภคพนฐานแทบทกชนด เชน เสนทางถนนและรถไฟ, โครงสรางทผลตไฟฟาจากนา, โครงสรางชลประทานและปองกนนาทวม, โครงสรางบรเวณชายฝงทะเล, และสนามบน การกอสรางสาธารณปโภคพนฐานเหลานในพนททมประชากรหนาแนนจาเปนตองกอสรางในพนทดนมสภาพทางวศวกรรมไมด เชน ดนเหนยวออน โครงสรางคนดนถมเหลานตองออกแบบไมใหมความเสยงตอการวบตของดนเหนยวออนซงสามารถกอใหเกดความเสยหายอยางใหญหลวง เชน การวบตของโครงสรางเกบกกนาหรอการเคลอนตวอยางมากของโครงสรางไปกบดน แตโดยทวไปการวบตเหลานจะไมเปนอนตรายมากแตจะเสยคาใชจายสงเนองจากเกดความลาชาของโครงการกอสรางโดยรวมเพอรอการออกแบบแกไข ในการกอสรางคนดนถมบนดนเหนยวออนจะมคา Factor of Safety (FOS) นอยทสดเมอสนสดการกอสรางกอนทดนเหนยวออนจะมกาลงเพมขนเนองจากการ consolidation ดงนนคากาลงรบแรงเฉอนทใชในการวเคราะหเถยรภาพของลาดดนเพอคานวณคา FOS ทนอยทสดจงเปนคากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาของดนเหนยว

คากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนา (su) เปนคณสมบตทางกาลงทสาคญของดนเหนยว มนเปนคากาลงของดนเหนยวระหวางการรบแรงแบบไมระบายนาโดยสมมตวาไมมการเปลยนแปลงของปรมาตร อยางไรกตามคา su ไมใชคณสมบตพนฐานของดนเพราะมนมผลกระทบจากหลายปจจย เชน ลกษณะการเฉอน, สภาวะขอบเขต, อตราการใหแรงเฉอน, confining stress, สภาวะ initial stress (เชน Wroth, 1984; และ Kulhawy & Mayne, 1990) ไดมการศกษาทแสดงวากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาของดนเหนยวมความซบซอนมากกวาทเขาใจกนในสมยกอน ดงนนการออกแบบเสถยรภาพของฐานรากดนเหนยวทใชกนอยางกวางขวางในปจจบนจงเปนการวเคราะหเชงประสบการณอยางมากและไมสามารถประเมนความแมนยาของผลการวเคราะหไดอยางแนนอน ในการวเคราะหทางวศวกรรมปฐพไดตระหนกถงความสาคญของผลกระทบของการรบกวนตวอยางดนระหวางการเกบตวอยางตอคณสมบตของดนสาหรบการวเคราะห เชน คากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาของดนทไดจากการทดสอบในหองปฏบตการ วศวกรปฐพตระหนกดวาตองใชตวอยางดนทมคณภาพดเพอจะไดคาคณสมบตของดนทถกตอง หากโครงสรางของดนถกทาลายระหวางกระบวนการเกบตวอยางดนหรอการเตรยมตวอยางดนสาหรบการทดสอบในหองปฏบตการ กจะเปนไปไมไดทตวอยางดนนจะเปนตวแทนของดนในสนามถงแมวามนจะอยภายใตสภาวะ in-situ effective stress (เชน Tanaka, 2000) แตในทางปฏบตโดยทวไปนยมเกบตวอยางดนเหนยวออนโดย Shelby tube ซงใหตวอยางดนทมคณภาพคอนขางตา ดงนนในการสารวจและทดสอบดนโดยทวไป (ยกเวนสาหรบงานวจยหรอโครงการพเศษ) จงมกใชตวอยางดนทมคณภาพคอนขางตาเหลานในการทดสอบดนในหองปฏบตการ

ผวจยจานวนมากไดพยายามคดคนวธการทดสอบดนในหองปฏบตการเพอประเมนคาคณสมบตของดนทปราศจากการรบกวนและวธการในการปรบแกคณสมบตของดนทไดจากตวอยางดนทมคณภาพไมด โดยมการทดสอบ 2 วธทมกใชคอ Recompression และ SHANSEP (Stress History and Normalized Soil Engineering Properties) เทคนค Recompression ถกพฒนาโดย Norwegian Geotechnical Institute

Page 8: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 1 ความสาคญของปญหาททาการวจย

1-2

(NGI) และเทคนค SHANSEP ถกนาเสนอโดย Ladd & Foott (1974) สาหรบเทคนค Recompression ตวอยางดนจะถก reconsolidate ไปทสภาวะ in-situ effective stress และถกเฉอนแบบไมระบายนา

สาหรบเทคนค SHANSEP ตวอยางดนจะถก Ko consolidate ไปท effective vertical stress (v,c’) ทมคา

1.5-2 เทาของ maximum past pressure (v,max’) แลวจง unload ไปทคา preshear consolidation stress ทตองการ (Ladd et al., 1977)

ไดมขอโตแยงมากมายเกยวกบเทคนค SHANSEP วาสามารถทจะใหคณสมบตของดนในสนามไดถกตองหรอไม เพอลดปญหาของการรบกวนตวอยางดนเทคนค SHANSEP จะ consolidate ตวอยางดนไปท stress มากกวาสภาพ overconsolidation ratio (OCR) ในสนามหลายเทา เปนทตระหยกกนโดยทวไปวาดนตาม

ธรรมชาตจะมสภาพ overconsolidated เลกนอย (มคา v,max’ จากการทดสอบ oedometer มากกวาคา

in-situ effective stress (vo’)) ถงแมวาชนดนจะไมเคยถกแรงกดทบมากกวาคา vo’ ในปจจบนกตาม (มส ภ าพ normally consolidated ท า ง ธ รณ ว ท ย า ) ด ง น น จ ง ม ค า ถ า ม ว า ก า ร ใ ห mechanical overconsolidation ท เกดจากการเปลยนแปลง effective stress ในหองปฏบตการจะมผลเหมอนกบ apparent overconsolidation ของดนตามธรรมชาตทอาจจะเกดจากการเปลยนแปลงของสภาวะแวดลอมภายหลงการทบถม เชน ageing และ/หรอ cementation ซงบางทเรยกวา soil fabric structure งานวจยหลากหลายไดแสดงวาพฤตกรรมของดนตามธรรมชาตแตกตางจากตวอยางดนทถกใหแรงในหองปฏบตการถงแมวาจะมคา OCR เทากน (เชน Jamiolkowski et al., 1985)

วตถประสงคของงานวจยนเพอตรวจสอบความเปนไปไดของแนวคด normalized soil parameter (NSP) สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯ โดยดาเนนการทดสอบ CKoUC กบตวอยางดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาวะ normally consolidated (OCR=1) และศกษาผลกระทบของคาสดสวน vertical consolidation

stress to maximum part pressure (v,c’/v,max’) (1.5 ถง 3.5) ตอพฤตกรรมความเคน-ความเครยด-กาลงรบแรงเฉอนภายใตการทดสอบการกดแบบไมระบายนา งานวจยน วเคราะหผลกระทบของ consolidation stress และความเปนไปไดของแนวคด NSP สาหรบดนเหนยวออนกรงเทพฯเพอเปนพนฐานในการประยกตใชเทคนค SHANSEP

Page 9: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-1

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา 2.1 พฤตกรรมของฐานรากดนเหนยวระหวางการกอสรางคนดนถม

ดนตามธรรมชาตมกอยในสภาพ overconsolidated ไมมากกนอยโดยมสภาพความเคนอยทจด O’ ในรปท 2-1 โดยมเสน limit state curve ซงเปนขอบเขตของสภาวะอลาสตกซงจะมคาโมดลสและ coefficient of consolidation มาก เมอพจารณาตวอยางดนทอยทเสนกงกลางระหวางการกอสรางคนดนถมจะม total stress path ดงเสน OPF (รปท 2-1a) หากพจารณาในรป effective stress สาหรบสภาพ undrained อยางสมบรณจะได effective stress path ทมคา mean effective stress p’ คงท ดงเสน O’U’ ในรปท 2-1a

รปท 2-1 Stress path ของตวอยางดนใตกงกลางของคนดนถม (after Tavenas & Leorueil, 1980):

(a) Single-stage construction; (b) Staged construction Leroueil et al. (1978a, b), Tavenas & Leroueil (1980), Folkes & Crooks (1985) แ ล ะ

Leroueil & Tavenas (1986) ไดศกษาพฤตกรรมของดนเหนยวภายใตเสนกงกลางของคนดนถมจากโครงสรางคดดนถม 45 แหงทวโลกโดยการวเคราะหขอมลจาก piezometer ทตดตงใตกงกลางของคนดนถมจานวน 135 ขอมล พบวามพฤตกรรมของ pore pressure แบบไมระบายนาเพยง 8% ของขอมลทงหมด ขอมลสวนมากแสดงการเกด consolidation ระหวาง first loading ในขณะท ดน เหนยวยงมสภาพ

overconsolidated โดยคา pore pressure ทไดนอยกวาคาทประมาณไวโดยมคา u/1 เฉลยอยท 0.43 ดงนนคา effective vertical stress จะเพมขนรวดเรวกวาในสภาพไมระบายนาโดยม stress path เปนเสน O’P’ และดนเหนยวจะถง limit state curve ทจด P’ แทนทจด U’ เพราะจด P’ มคา effective

vertical stress ใกล เคยงกบ v,max’ จงหมายความวาดนเหนยวจะถงคา maximum past pressure ระหวางการกอสราง สภาวะนไดสงเกตพบใน 60% ของกรณศกษา หากยงคงใหแรงตอไปดนเหนยวซงม

Page 10: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-2

สภาพ normally consolidated (อยบน state boundary surface) ทมคา coefficient of consolidation นอยจะมพฤตกรรมแบบไมระบายนาโดยจะม stress path เปนเสน P’F’ และเกดการวบตทจด F’ และอาจจะเกด strain-softening ตามเสน F’C’ บนเสน critical state (รปท 2-1a)

ในกรณของการกอสรางคนดนถมแบบ staged-construction ตวอยางดนทอยกงกลางคนดนถมจะม stress path ตามรปท 2-1b เมอสนสดการกอสรางขนแรก stress state จะอยทจด A’ ระหวางการ consolidation ขนแรกคา pore pressure จะสลายตวและคา effective stress จะเพมขนตาม stress path เสน A’B’ ระหวางการกอสรางขนท 2 ดนเหนยวซงมสภาพ normally consolidated จะม stress path ตามเสน B’D’ หากมการ consolidation ขนท 2 และการกอสรางขนท 3 จะม stress path ตามเสน D’E’ และ E’G’ และอาจจะ G’FE’CE’ โดยมการวบตทจด FE’ และเกด strain softening ตามเสน critical state (Tavenas & Leroueil, 1980) 2.2 การวเคราะหเสถยรภาพของลาดดน

วธการวเคราะหแบบ =0 นยมใชในการวเคราะหเสถยรภาพของลาดดนของดนเหนยวออนทอมตวดวยนา (ยกเวนดนเหนยวแขงทมสภาพ highly overconsolidated) เมอเกดการระบายนาดนเหนยวจะแขงแรงขนดงนนการวเคราะหจะพจารณาสภาวะทวกฤตทสดคอสภาวะทยงไมเกดการระบายนา ในกรณของดนเหนยวแขงกาลงรบแรงเฉอนของดนอาจจะลดลงเนองจากการระบายนาดงนนจงควรทาการวเคราะหแบบ long-term, drained, effective stress analyses

ทฤษฎพนฐานของการวเคราะหแบบ =0 ไดอธบายโดย Skempton (1948) วธนสมมตวาไมมการระบายนาระหวางการเฉอนและคากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาของดน (su) มคาคงทไมขนกบแรงทถก

กระทา ดงนนจงมกใชการวเคราะหแบบ limit equilibrium โดยใช =0 และ c=su โดยท c = cohesion

intercept และ = friction angle โดยทคา su ของดนจะสมมตวาเปนฟงชนของความชนในมวลดน ดงนน su สามารถหาไดจากการทดสอบใดกไดทกระทาทความชนในสนาม Bishop & Bjerrum (1960) วเคราะหการวบตเมอสนสดการกอสรางของโครงสรางคนดนถมบนชนดนเหนยวออนและสรปวาคา su สามารถหาไดจากการทดสอบ field vane (FV) ในสนาม หรอ การทดสอบ unconsolidated-undrained triaxial compression (UU) หรอ unconfined compression (UC) ในหองปฏบตการ

ปจจบนการออกแบบจะใชวธวเคราะหแบบ =0 โดยใชคา su จากการทดสอบ FV, UU, หรอ UC หรอทงหมดและพบวาผลการวเคราะหมกจะปลอดภย อยางไรกตามพบวาผลการมดสอบ UU และ UC มขอจากดคอ (i) ไมสามารถใหขอมล stress-strain ทถกตองเนองจากตวอยางดนไมไดอยภายใตสภาวะ initial stress ทถกตองและมผลกระทบจากการรบกวนของตวอยางดน และ (ii) มกใหคา su ทไมนาเชอถอและมกระจายตวมากเนองจากการรบกวนตวอยางดนทไมแนนอนและผลของอตราการเฉอนและ anisotropy

Page 11: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-3

2.3 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา ความรเกยวกบกาลงรบแรงเฉอนของดนและการเสยรปของดนในสภาวะไมระบายนาทสาคญทสดม 4

หวขอ คอ การรบกวนตวอยางดน, strength และ stress-strain anisotropy, ผลกระทบของ strain rate, และพฤตกรรม normalized (Ladd, 1971) 2.3.1 การรบกวนตวอยางดน

การรบกวนตวอยางดนระหวางการเกบตวอยางทาใหเกดการรบกวนตอ soil structure (Lambe, 1958) ผลกระทบนสามารถลดลงดวยเทคนคการเกบตวอยางทดขนแตไมสามารถปองกนไดทงหมด การรบกวนตวอยางดนไดถกศกษาโดย เชน Davis & Poulos (1967), Ladd & Lambe (1968), Seed et al. (1964), และ Skempton & Sowa (1963) ตนเหตสาคญของการรบกวนตวอยางดนคอ stress relief ทเกดจากการนาตวอยางดนขนมาจากชนดนลก เนองจากตวอยางดนไมเกดการ swelling ดงนนจงเกด negative pore pressure ในตวอยางดน Ladd & Lambe (1968) แนะนาวธการประเมนอตราการรบกวนตวอยางดนโดยการเปรยบเทยบ negative pore pressure ทเกดขนในตวอยางดนกบคาทนาจะเกดขนสาหรบ perfectly undisturbed sample สาหรบตวอยางดนจากกระบอกเกบตวอยางจากความลกหลายๆเมตรพบวาคาทวดได

จะประมาณ 2020% ของคาของ perfectly undisturbed sample ดงนนการรบกวนตวอยางดนเปนสาเหตให effective stress ในตวอยางดนลดลงอยางมากเมอเปรยบเทยบกบคาในสนาม เหตนจะทาใหเกดการลดลงของคา su ซงมกจะประมาณ 20-50% ของกาลงของ perfectly undisturbed sample 2.3.2 Anisotropy ดาน strength และ stress-strain

สมมตฐานวาคา su เปนฟงชนของความชนในมวลดนนนถกพบวาไมเปนความจรงจากผลการวด strength anisotropy ของดนเหนยว Hansen & Gibson (1948) ไดใชทฤษฎในการประมาณ strength anisotropy และความพยายามทจะหาความสมพนธระหวางคา su จากการทดสอบแบบตางๆและการพฒนาเครองมอการทดสอบทซบซอนไดชใหเหนถงความสาคญของพฤตกรรม anisotropy งานทเกยวของกบดานน เชน การพฒนาเครองมอ plane strain (Duncan & Seed,1966; Henkel & Wade, 1966), เครองมอ NGI direct-simple shear (Bjerrum & Landva, 1966), เค ร อ ง ม อ Cambridge simple shear (Roscoe, 1970), และเครองมอ true triaxial (Hambly, 1969; Shibata & Karube, 1965)

พฤตกรรม anisotropy ของกาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาสามารถแบงเปน 2 สวน สวนแรกคอ inherent anisotropy เปนผลของ soil structure ทเกดขนระหวางการทบถม ตวอยางดนทมพฤตกรรม inherent anisotropy มากเชน varved clay ซงเปนชนของ “silt” และ “clay” สลบกน สวนทสองคอ stress induced anisotropy ซงเปนผลจากการหมนของทศทางของ principal stress และการเปลยนแปลงของ intermediate principal stress ระหวางการเฉอน ในทางปฏบตผลกระทบของสวนประกอบนจะพจารณารวมกนดวยการจาลองระบบความเคนและการวางตวของตวอยางดนทจะเกดขนในสนาม การ

Page 12: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-4

พจารณานไดแสดงในรปท 2-2 ซงแสดงสภาพความเคนทเกดขนตามระนาบการวบตสาหรบกรณตางๆ ทศทาง

ของ major principal stress ทวบต (1f) ไดแสดงในรป

รปท 2-2 สภาพความเคนสาหรบสภาพการวบตตางๆ (Ladd & Foott, 1974) สาหรบดนเนอเดยวทไมเปนชนทถกเฉอนภายใตสภาวะทแสดงในรปท 2-2 มกจะพบวาคา su จากการ

ทดสอบ plane strain active (PSA) มคามากกวาคาทไดจากการทดสอบ direct simple shear (DSS) และมคามากกวาคาท ไดจากการทดสอบ plane strain passive (PSP) คา su ท ไดจากการทดสอบ triaxial compression (TC) โดยทวไปจะเทากบคาทไดจาก PSA สวนคา su ทไดจากการทดสอบ triaxial extension (TE) จะตากวาคาทไดจาก PSP ประมาณ 10-25%

ตารางท 2-1 แสดงผลการทดสอบกาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาทไดจากการทดสอบชนดตางๆกบ normally consolidated Boston Blue Clay ซ ง เป น marine illitic clay ท ค อ น ข า ง sensitive ค า undrained shear strength มาจากการทดสอบ CKoU และแสดงเปนสดสวนกบ vertical consolidation

stress (v,c’) การทดสอบทมการหมนของ principal plane (DSS, PSP, and TE) จะทาใหเกดการลดลงของคา su และการเพมขนของ strain ทวบต ผลกระทบนจะมากสาหรบ low plastic clay มากกวา high plastic clay ตารางท 2-1 Anisotropy ของ undrained strength ของ normally consolidated Boston Blue Clay

(Ladd & Foott, 1974) Type of test su/v,c’ f (%)* su/su(TC)

CKoU Plane strain active (PSA) 0.34 0.8 1.03 CKoU Triaxial compression (TC) 0.33 0.5 1.00 CKoU Direct simple shear (DSS) 0.20 6 0.61 CKoU Plane strain passive (PSP) 0.19 8.5 0.57 CKoU Triaxial extension (TE) 0.155 15 0.47 * shear strain at failure

Page 13: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-5

2.3.3 ผลกระทบของ strain rate งานวจยจานวนมาก (เชน Bjerrum, 1971; Bjerrum et al., 1958; Casagrande & Wilson, 1951;

Crawford, 1959; Richardson & Whitman,1963; Taylor, 1955) แสดงวากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนาทไดจากการทดสอบในหองปฏบตการจะแปรเปลยนไปตาม strain rate ทใช โดยทวไปสาหรบการทดสอบ

triaxial compression นนการลดลงของ strain rate ทกๆ log cycle จะทาให su ลดลงประมาณ 105% โดยคานจะขนกบ plasticity และ creep ของดน ผลกระทบนเกดจาก undrained creep ทเกดขนระหวางการเฉอนซงจะทาให pore pressure เพมขน, effective stress ลดลง, และ strength ลดลง เมอ strain rate ลดลงกจะมเวลาใหเกด creep มากขนทาใหคา su ลดลง ซงผลกระทานมความสาคญในการวเคราะหปญหาอยางมาก สาหรบ highly plastic, creep susceptible clay นนจะทดสอบหา TC strength โดยใช axial strain rate เทากบ 60%/ชวโมง (คาทวไปสาหรบการทดสอบ UC และ UU) จงสามารถมคาเปน 1.2-1.3 เทาของกาลงทไดจากการใช axial strain rate เทากบ 0.5%/ชวโมง (คาทวไปสาหรบการทดสอบ CKoU)

Bjerrum (1972) แสดงวธการออกแบบโดยใชผลการทดสอบ field vane shear โดยทคา FV strength ตองถกปรบแกโดยใชคาปรบแกทไดจากการเปรยบเทยบคากาลงทวดไดกบคากาลงททาให factor of safety เทากบ 1.0 สาหรบกรณทเกดการวบต โดยมสมมตฐานทวาความแตกตางนเนองมากจากผลกระทบของ strain rate เปนหลก 2.3.4 พฤตกรรม normalization

งานวจยจานวนมาก (เชน Henkel, 1960; Parry, 1960) กบดนเหนยวหลายชนดแสดงวาผลการทดสอบจากดนเหนยวทมคา overconsolidation ratio (OCR) เทากนแตมคา consolidation stress ตางกน

(จงมคา maximum past pressure (v,max’) ตางกน) จะมกาลงและพฤตกรรม stress-strain เหมอนกนเมอถกทาใหเขาสภาวะปกต (normalized) ดวยคา consolidation stress ผลการทดสอบนแสดงในรปท 2-3 ซงแสดง idealized stress-strain curves ของการทดสอบ isotropically consolidated กบ normally

consolidated clay ทคา consolidation stress (c’) เทากบ 200 และ 400 kN/m2 เมอทาการพลอตผล

การทดสอบใหมโดยใช (1-3)/c’ จะทาใหเสนทงสองเปนเสนเดยวกน ดงนน normalized plot นสามารถใชแสดงพฤตกรรมของตวอยางดนแบบ normally consolidated ทอยภายใตคา consolidation stress ทแตกตางกนและเฉอนดวยการทดสอบชนดเดยวกน พฤตกรรม normalization เปนจรงสาหรบคา pore pressure ดวย

Page 14: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-6

รปท 2-3 ตวอยางของพฤตกรรม normalization จากการทดสอบ triaxial compression กบดนเหนยวเนอเดยว (Ladd & Foott, 1974)

ในทางปฏบตพฤตกรรม normalization จะไมสมบรณแบบเหมอนกบทแสดงในรปท 2-3 โดยมกจะม

ความแปรปรวนระหวาง normalized plot ทไดจาก consolidation stress ตางๆ สาเหตเนองมากจากความไมเปนเนอเดยวของแตละตวอยางดนและความแตกตางของการทดสอบแตละครง รปท 2-4 แสดงความแตกตางของผลการทดสอบ CKoUDSS กบ normally consolidated Maine organic clay เนองมาจากความแปรปรวนของความชนในมวลดนและ consolidation stress รปท 2-5 แสดงการเพมขนของ

undrained strength ratio (su/v,c’) กบคา OCR (v,max’/v,c’) จากผลการทดสอบ CKoUDSS กบดน

เหนยว 6 ชนด ขอมลนไดจากการ consolidate ตวอยางดนมากกวา in-situ v,max’ แลว unload ไปทคา OCR ตางๆ ซงแสดงวากราฟของดนชนดตางๆมความคลายกนมาก รปท 2-6 พลอตขอมลจากรปท 2-5 ใหม

ในรปของ overconsolidated su/v,c’ หารดวยคาเดยวกนทสภาพ normally consolidated ของแตละดน ขอมลของดน 5 ชนดแรกอยในกรอบแคบๆและสามารถแสดงไดดวยสมการท (2-1) โดยมคา m = 0.8 (หากใชคา m ทลดลงจาก 0.85 ถง 0.75 เมอ OCR เพมขนจะไดกราฟทดกวานอก) ขอมลจากการทดสอบ CKoU

plane strain และ triaxial ของดนชนดเดยวกนแสดงการเพมขนของคา su/vc’ กบ OCR เหมอนกบรปท 2-6 โดยมการเพมขนทนอยกวาเลกนอยสาหรบ vertical loading และมากกวาเลกนอยสาหรบ horizontal loading

m

NCvcu

OCvcu OCRs

s

)'/(

)'/(

(2-1)

Page 15: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-7

รปท 2-4 ขอมลการทดสอบ normalized direct simple shear กบ normally consolidated Maine Organic Clay (Ladd & Foott, 1974)

รปท 2-5 Undrained shear strength ratio vs OCR จากการทดสอบ CKoU direct simple shear (Ladd & Foott, 1974)

Page 16: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-8

รปท 2-6 การเพมขนสมพทธของ undrained shear strength ratio vs OCR จากการทดสอบ CKoU direct simple shear (Ladd et al., 1977)

Overconsolidation จะขยาย effective stress envelope และลด pore pressure parameter A

รปท 2-7 แสดงการลดลงของคา Af กบ OCR ซงเปนเหตผลทสาคญในการเพมขนของ undrained strength ratio ของ overconsolidated clay รป ดงกลาวยงแสดงการลดลงของพฤตกรรม anisotropy ของ undrained shear strength anisotropy ของดนททดสอบ หมายเหตวา stiff fissured clay อาจจะแสดงพฤตกรรม anisotropy อยางมากโดยทมคา Ks มากกวา 1.0 มาก

รปท 2-7 การเปลยนแปลงของคา Af และ Ks กบ OCR จากการทดสอบ CKoU (Ladd et al., 1977)

Page 17: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-9

รปท 2-8 แสดงการประยกตใช normalized plot ในการประเมนผลกระทบของ stress history ตอพฤตกรรมแบบไมระบายนา โดยแสดงคา Eu/su vs OCR จากการทดสอบ CKoUDSS ของดน 5 ชนดทระดบการเฉอน 2 ระดบ ซงแสดงแนวโนมทคลายกนสาหรบดนประเภทตางๆ ถงแมวาการเปลยนแปลงของ modulus กบ stress history จะมความซบซอนมากกวาความสมพนธของ undrained strength และ pore pressure รปท 2-8 Normalized undrained modulus vs OCR จากการทดสอบ CKoU direct simple shear

(Ladd et al., 1977)

ฉะนนในทางปฏบตจงสรปไดวาพฤตกรรม normalization สามารถใชไดกบดนเหนยวหลากหลายชนด ซงทาใหเกดความสะดวกในการแสดงผลและเปรยบเทยบผลการทดสอบและสามารถประเมนผลกระทบของ ชนดของดน, stress path, และ stress history ตอพฤตกรรมของดนไดอยางเปนระบบ อยางไรกตาม quick clay แ ล ะ naturally cemented clay ซ ง ม high degree of structure จ ะ ไม แ ส ด งพ ฤ ต ก ร ร ม normalization เนองจากโครงสรางของดนเหลานจะเปลยนแปลงอยางมากระหวางการ consolidation ไปทคา stress สง 2.4 การทดสอบหาคากาลงรบแรงเฉอนแบบไมระบายนา

คา undrained shear strength (su) จากการทดสอบในหองปฏบตการทถก normalized ดวยคา

effective overburden stress (vo’) หรอ maximum past pressure (v,max’) เปนคาทสาคญในการประเมนคา shear strength และ stress history ของดนเหนยวในสนาม โดยในสนามนนสวนตางๆของดนจะมสภาวะขอบเขตและถกแรงกระทาทตางกน เชน เปนแบบ compression ทจดกงกลางของคนดนถม, แบบ direct simple shear ทบรเวณทผวการวบตเปนแนวระนาบ, และแบบ extension ทสวน toe ของคนดนถม ดงนนคา undrained shear strength ทจดตางๆจะมคาตางกนเพราะพฤตกรรม anisotropic ของดนเหนยว คา undrained shear strength ตางๆสามารถวดโดยการทดสอบในหองปฏบตการตางๆทใหสภาพขอบเขต, loading stress path, และ strain rate ตางๆตอตวอยางดน

Page 18: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-10

soil structure ของดนตามธรรมชาตจะถกรบกวนเนองจากกระบวนการเกบตวอยางดนและไมสามารถจาลองไดเหมอนเดมในหองปฏบตการ ปจจบนไดตระหนกวาการทดสอบ unconsolidated-undrained (UU) ใหผลการทดสอบทไมนาเชอถอและแปรปรวนอยางมากเนองจาก 2 เหตผลคอ (i) ความแปรปรวนของ

degree of disturbance ซงทาให preshear effective stress, s’ มคาลดลงอยางมาก และ (ii) ถงแมวาการเกบตวอยางดนจะเปนแบบ “perfect sampling” กยงมผลกระทบตอพฤตกรรม stress-strain อยางมากเนองจากเนองจากการเฉอนเรมตนทสภาพ stress แบบ isotropic ไมใชสภาพ stress แบบ in-situ Ko (Ladd & Lambe, 1964; Skempton & Sowa, 1963); Noorany & Seed, 1965) การทดสอบแบบ isotropically consolidated-undrained (CIU) ก ยงมขอเสยขอ (ii) เหมอนกนดงนนจงตองทาการทดสอบแบบ Ko consolidated-undrained (CKoU)

ตวแปรท ตองพจารณาในการดาเนนการ consolidation ในการทดสอบ CKoU คอ (i) vertical

consolidation stress v,c’, (ii) consolidation stress ratio, Kc=h,c’/v,c’, และ (iii) stress path และเวลาของการ consolidation ทใชในการไปถงคาสภาพความเคนกอนการเฉอน รปท 2-9 แสดง 2 เทคนคทนยมใชกนโดยแสดง Ko compression curve ของสภาพในสนามและในหองปฏบตการสาหรบ slightly overconsolidated soft clay จด 1 และ 2 แสดงสภาพ effective stress ในสนามและสภาพ preshear สาหรบการทดสอบ UU ตามลาดบ (โดยสมมตวาไมมการเปลยนแปลงของความชนในมวลดนระหวางการเกบตวอยางดน) สาหรบเทคนค Recompression นนจะ reconsolidate ตวอยางดนตาม Ko stress path ไปท

คา v,c’=vo’ ดงแสดงในจดท 3 สวนจด A ถง D เปนจดทแสดงคา stress โดยทวไปทใชใน SHANSEP เทคนค

รปท 2-9 กระบวนการ consolidation สาหรบการทดสอบ CKoU (after Ladd et al., 1977)

Page 19: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-11

2.5 Sample disturbance 2.5.1 Sampling disturbance

งานของ Hvorslev (1949) เกยวกบการสารวจและเกบตวอยางดนยงคงเปนหนงในเอกสารอางองหลกในการศกษาปจจยตางๆทมผลตอ sample disturbance งานวจยตอมาไดทาการศกษาเชงปรมาณของสาเหตของการรบกวน เชน ผลของการสนสะเทอน, freezing, เวลาการเกบรกษา, และการ redistribution ของค วาม ช น ใน ต วอ ย าง ด น (เ ช น Kallstenius, 1958, 1963, 1971; Lang, 1971; Milovic, 1971; แล ะ Schjetne, 1971) ความกาวหนาของความรทางสาขานอยางมากเกดจากการศกษาผลกระทบของการเกบตวอยางดนแบบตางๆตอผลการทดสอบในหองปฏบตการ sample disturbance เกดจากการแตกของการเชอมตดกนระหวางอนภาคดนซงสวนมากจะเกดขนเมอ stress path ของตวอยางดนแตะ state boundary surface ของดน sampling disturbance จะเกดขนทสภาพความชนคงทโดยมสาเหตสาคญ 2 ประการ คอ การเสยรปทางกลของตวอยางดนเนองจากกระบวนการเกบตวอยางดนและการลดลงของ total in-situ stress Tavenas & Leroueil (1987) อธบายปญหานไวดงน a) Perfect sampling: สาหรบดนตามธรรมชาตทม in-situ stress ทจด A (รปท 2-10a) การเกบตวอยาง

แบบ perfect sampling จะทาใหเกด stress path AA1 ในสภาพ undrained (คา mean effective stress p’ มคาคงท) ซงจะไมทาใหเกดการรบกวนดนมากเนองจาก stress path ยงคงอยใน yield surface อยางไรกตามสาหรบกรณของ lightly overconsolidated clay (จด B ในรป 2-10a) จะเกด stress path BB1 ซงอาจจะสมผสกบ yield surface และเกดการ destructure ของดนเหนยวกอนทจะไปสสภาพ stress แบบ isotropic ดงนนจงแสดงวาถงแมวาการเกบตวอยางดนจะเปนแบบ perfect sampling กยงสามารถทจะรบกวนตวอยางดนเหนยวทมคา overconsolidation ratio ตาได (La Rochelle et al., 1981)

b) Tube sampling: Baligh (1985) และ Baligh et al. (1987) ไดแสดงวาการเกบตวอยางโดย tube sampling ทาใหดนเกดการรบแรงแบบ compression, extension, และ compression รอบทสองตามลาดบ โดยอาจจะม stress path เปนเสน abcde ในรปท 2-10b Baligh et al. (1987) ยงแสดง

วาคา maximum strain max ทเกดขนในกระบวนการเกบตวอยางนเพมขนตามคาอตราสวนของความหนาของกระบอกตอเสนผานศนยกลางของกระบอก Hight (1987) แนะนาวาควรจะมการประมาณคา maximum strain ทจะเกดขนระหวางกระบวนการเกบตวอยางสาหรบกระบอกแตละแบบ หากคา

max นอยกวาคา strain ทวบตของตวอยางดนคงสภาพจะได stress path ดงทแสดงในรปท 2-10b ซง

ยงคงอยใน failure surface และจะพจารณาวาเปนการเกบตวอยางดนทดมาก แตหากคา max เกนกวาคา strain ทวบตของตวอยางดนคงสภาพจะทาให stress path สมผสกบ failure surface ทจด F (รปท 2-10c) และตวอยางดนจะเกดการ destructure แตเนองจากคา strain ทวบตมกจะมคาเพมขนตามคา plasticity ดงนน plastic clay จะไดรบผลกระทบจาก sampling disturbance นอยกวา low plastic clay (lean clay) โดยขอมลนไดแสดงโดย Lacasse et al. (1985)

Page 20: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-12

รปท 2-10 Stress path ระหวางการเกบตวอยางดน (after Tavenas & Leroueil, 1987)

ผลกระทบของ sampling disturbance ตอพฤตกรรมของ clay สามารถสรปไดในรปท 2-11 ซงแสดง

การเปรยบเทยบผลการทดสอบดนทไดจาก low quality tube sample และ high quality sample เมอตวอยางดนมคณภาพเลวผลการทดสอบ triaxial จะใหคา stiffness และ peak strength ลดลง (รปท 2-11a); ผลการทดสอบ consolidation จะใหคา maximum past pressure และ compression index ลดลง (รปท 2-11b); และเกดการเปลยนแปลงของ yield surface (รปท 2-11c) ดงนนหากตองการใชคณสมบตทไดจากการทดสอบดนในหองปฏบตการในการออกแบบมความจาเปนอยางยงทจะตองทาการทดสอบกบตวอยางดนทมคณภาพสง ดงนนจงมการพฒนาวธการเกบตวอยางดนทมคณภาพสง เชน งานวจยทมหาวทยาลย Sherbrooke และ Laval (Lefebvre & Poulin, 1979; La Rochelle et al., 1981)

รปท 2-11 ผลกระทบของ sampling disturbance (Leroueil & Jamiolkowski, 1991)

รปท 2-12 สรปผลกระทบของ sample disturbance ตอผลการทดสอบ oedometer แนวโนมน

ใชไดโดยทวไปกบ conventional piston sample ของดนเหนยวทม low to moderate sensitivity และมคา virgin compression ratio (CR=Cc/(1+eo)) คอนขางคงท วธของ Schmertmann’s (1955) สามารถใชเพ อประมาณ in-situ compression curve ของดน ดงกล าวโดยพบ วาดน เห นยวท sensitive และ

compressible มากจะมคา v,max’ และ CR ทลดลงเนองจาก sample disturbance มากกวา ตวอยางเชน

Page 21: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-13

การศกษาจานวนมากกบ naturally cemented Canadian clay โดยใช sampler ชนดตางๆและมเสนผาน

ศนยกลางขนาดตางๆและ block sample แสดงความแปรปรวนของคา v,max’ ประมาณ 10 ถง 30% (Bozozuk, 1970; Eden, 1970; La Rochelle & Lefebvre, 1970; Milovic, 1970) นอกจากนคา CR ยงถกกระทบเนองจาก sample disturbance อยางมาก Ladd et al. (1972) ไดรายงานวาคา in-situ CR มคาประมาณ 2 เทาของคาทไดจากการทดสอบกบตวอยาง Osterberg sample ของ sensitive marine clay

(liquidity index = 1.8, PI = 15%) นอกจากนยงพบวาคา in-situ v,max’ จากการทดสอบมคาลดลงประมาณ 20% ดงนนจงสรปไดวา sample disturbance เพยงเลกนอยสามารถมผลกระทบตอผลการทดสอบ oedometer ของ highly structured soil

รปท 2-12 ผลกระทบของ stress history และ sample disturbance ตอผลการทดสอบ oedometer (Ladd et al., 1977)

สาเหตของ sample disturbance หลายประการทเกดขนระหวางการเกบตวอยางดน, การขนสง, และ

การเกบรกษา จะทาใหคา effective stress ของตวอยางดนลดลงสาหรบ soft to medium clay ซงจะนาไปสการลดลงของคา strengths และ modulus จากการทดสอบ UU เมอเทยบกบผลจาก perfect sampling ขนาดของการลดลงนจะแปรเปลยนอยางมากกบชนดของดนและกระบวนการเกบตวอยางดน และมกจะเพมขนกบความลกโดยเฉพาะกบ soft to medium ทมความลกมากกวา 10 ม. Raymond et al. (1971) ไดแสดงผลการทดสอบกบ naturally cemented Canadian clay วาคา su จาก tube sample จะประมาณ 30-60% ตากวาคาทไดจาก block sample Ladd & Lambe (1963) ไดแสดงขอมลของดน soft to medium clay หลายชนดทมคา sensitivity ตาถงปานกลางแสดงวาคา su ทไดจากการทดสอบ UU จะม

Page 22: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-14

คาประมาณ 20-50% ของคาทไดจาก perfect sample และ sample disturbance จะลดคา undrained modulus ในอตราทมากกวาน (Ladd, 1964)

Ladd & Lambe (1963) เสนอวาการลดลงของคา su จากการทดสอบ UU เนองจาก sample disturbance มความสมพนธกบการลดลงของคา effective stress ท เกดเนองมาจากกระบวนการเกบ

ตวอยางดน โดยไดทาการวดคา effective stress (s’) ของตวอยางดนในการทดสอบ UU กอนจะทาการ

เฉอนและพบความสมพนธระหวางคา s’/ps’ และคา su (ps’ = isotropic effective stress after perfect sampling ตามสมการท (2-3)) ไดมความรายงานความสมพนธในทานองเดยวกนสาหรบการทดสอบ

CKoU triaxial (Okumura, 1971) Ladd & Lambe (1963) ใชอตราสวน s’/ps’ ในการปรบแกคา su จากการทดสอบ UU เพอพจารณาผลกระทบของ sample disturbance

จากแนวคดดงกลาว Nelson et al. (1971) และ Okumura (1971) จงไดเสนอคา “degree of disturbance” ดงแสดงในสมการท (2-2) โดยมคาระหวางศนย (ไมถกรบกวน) และหนง อยางไรกตามการเปลยนแปลงของคณสมบตของดนจะไมแปรผนโดยตรงกบคา Dd และทสาคญคอแนวคดนจะใชไดกบดนทมพฤตกรรมแบบ undrained ถกควบคมโดยคา effective stress เทานน สาหรบ highly cemented soil จะ

มคา su แปรเปลยนเพยงเลกนอยกบคา consolidation stress ทนอยกวาคา apparent v,max’ (Raymond

et al., 1971; Townsend et al., 1969) ดงนนการวดคา s’ จะไมเปนประโยชนมากนก อยางไรกตามสาหรบดนเหนยวปกตสามารถใชคา Dd เพอการประเมนคณภาพของตวอยางทใชในการทดสอบ UU ได นอกจากนยงตองเนนวา sample disturbance มผลกระทบตอคา undrained shear strength มากกวาตอ

คา v,max’ ทไดจากการทดสอบ oedometer

Dd = 1 - s’/ps’ (2-2) การตระหนกถงผลกระทบของ sample disturbance ตอตวอยางดนในการทดสอบ UU ทเพมขนจงทา

ใหมความสนใจมากขนในการใชการทดสอบ CU เพอศกษาพฤตกรรมแบไมระบายนาของ soft to medium

clay เนองจากการ isotropic consolidation ไปท vo’ โดยทวไปเชอวาจะใหไดคา strength ทมากเกนไป (Casagrande & Rutledge, 1947; Schmertmann, 1956; Bishop & Bjerrum, 1960; and Ladd & Lambe, 1963) ดงนนจงมการเสนอกระบวนการ consolidation แบบอนๆเพอลดผลกระทบของ sample

disturbance เชน การ isotropic consolidation ไปท c’ = ½ to ¾ ของคา in-situ v,max’ (Raymond et al., 1971), Ko consolidation ไปท in-situ stress (Davis & Poulos, 1967; Bjeruum, 1973), และ Ko

consolidation ไปทคา laboratory v,max’ ทมากกวาคา in-situ (SHANSEP เทคนคของ Ladd & Foott, 1974) 2.5.2 การประเมน sample disturbance

ตารางท 2-2 สรปสาเหตของ sample disturbance ทสามารถเกดขนระหวากระบวนการเกบตวอยาง cohesive soil จากหลมเจาะ สาเหตเหลานบางอยางสามารถควบคมหรอลดระดบไดดวยการใชเทคนคการ

Page 23: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-15

เกบตวอยางดนทดขนและมการขนสงและเกบรกษาทเหมาะสม มเทคนคตางๆทไดถกพฒนาขน (เชน Sherbrooke 250 mm dia. block sampler, Lefebvre & Poulin (1979); แ ล ะ Laval 200 mm dia. tube sampler, La Rochelle et al. (1981)) เพอเกบตวอยางแบบ extremely high quality sample ของดน soft brittle sensitive clay การศกษาเหลานแสดงวากระบวนการเกบตวอยางดนทดขนจะใหผลการทดสอบ drained compressibility และ peak triaxial strength (undrained และ drained) ทเปลยนไปอยางมากเมอเทยบกบตวอยาง conventional fixed piston sample (La Rochelle & Lefebvre, 1970; Raymond et al., 1971) อยางไรกตามการเกบตวอยางแบบพเศษนจะมราคาแพงเกนไปสาหรบการสารวจดนโดยทวไปทางวศวกรรมปฐพและไมสามารถใชไดกบการสารวจดนทระดบลกและทอยนอกฝง นอกจากนสาเหตอนๆ เชน stress relief และการเกดฟองอากาศในตวอยางดนทมกเกดกบตวอยางดนทอยใตนาลก จะไมสามารถลดระดบได (นอกจากใชวธทพเศษมาก)

ตารางท 2-2 สาเหตของ sample disturbance ใน cohesive soil (Jamiolkowski et al., 1985)

Headings Items Remarks 1. Stress relief 1.1 Change in stresses due to

drilling hole 1.2 Eventual removal of in-situ

shear stress 1.3 Eventual reduction

(removal) of confining stress

- Excessive reduction in v due to light drilling mud causes excessive deformations in extension

- Overpressure causes excessive deformations in compression

- Resultant shear strain should usually be small - Expansion of gas (bubbles and/or dissolved

gas) 2. Sampling

technique 2.1 Sampler geometry:

diameter/length, area ratio, clearance ratio, accessories – piston, coring tube, inner foil, etc.

2.2 Method of advancing sampler

2.3 Method of extraction

These variables affect:- - Recovery ratio - Adhesion along sample walls - Thickness of remolded zone along interior wall - Continuous pushing better than hammering - To reduce suction effect at bottom of sample,

use vacuum breaker

3. Handling procedures

3.1 Transportation 3.2 Storage 3.3 Extrusion, trimming, etc.

- Avoid shocks, changes in temperature, etc. - Best to store at in-situ temperature to

minimize bacteria growth, etc. - Avoid chemical reactions with sampling tube - Opportunity for water migration increases with

storage time - Minimize further strain

Page 24: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-16

ดวยขอจากดเหลานทาใหการเกบตวอยางดนสวนใหญทใชจะใหตวอยางดนทหางจากสภาวะ perfect sampling ดงนนวศวกรตองการเทคนคในการประเมนคณภาพของตวอยางและความเขาใจในเทคนคการทดสอบดนเพอลดผลกระทบของ sample disturbance โดยม 3 เทคนคทนยมใชในการประเมนคณภาพของตวอยางดนคอ radiography, การวด effective stress หลงจากการเกบตวอยางดน ; และการประเมน compression curve จากการทดสอบ oedometer

Radiography

radiograph เปนรปถายทเกดจากการฉาย x-ray ผานวตถบนฟลมสขาวทจะมดลงเปนสดสวนกบความเขมของ proton ทกระทบ เนองจาก X-ray photon ทเปลงออกมาจาก cathode ray tube จะผานทะลวตถในความเขมตางกนขนอยกบความหนาแนนของวตถ โดยทรปถายจาก radiograph จะใหผลตรงกนขามคอสวนทความหนาแนนตาจะมดใน radiography (negative) แตจะสวางในรปถาย (positive) ถงแมวา radiography จะใชมานานในงานวจยทางวศวกรรมปฐพโดยเฉพาะใน UK สาหรบการวด strain โดยใช lead shot ฝงอยในตวอยางดน (Arthur, 1972) แตการใชอยางเปนระบบกบกระบอกเกบตวอยางเพงเรมมาไมนาน radiograph สามารถแสดงสงเหลาน

- ชนดของดนวาเปน granular หรอ cohesive

- ลกษณะของ macrofabric ทเกดจาก bedding plane, varve, fissure, shear plane, และอนๆ

- ก ารม “intrusions” เ ช น sand lenses, ก อ น ห น , shell, calcareous nodule, peaty material, drilling mud, และอนๆ

- ชองวางหรอรอยแตกเนองจาก gas pocket

- อตราของ sample disturbance ตงแตแทบจะไมมการรบกวนทอาจจะอยทขอบของตวอยางจนถงการรบกวนอยางมากซงมกเกดทปลายของตวอยาง

ลกษณะเหลานสวนใหญไมสามารถทจะประเมนไดดวยตาเปลาจากตวอยางดนทดนออกมาแลว (อยางนอยตองมการตดหรอแตกตวอยางออกมาด) ดงนน radiography จงเปนการทดสอบแบบไมทาลายสาหรบเลอกสวนทถกรบกวนนอยทสดจากแตละกระบอกเกบตวอยางเพอการทดสอบทางวศวกรรม และยงชวยในการวางแผนการทดสอบจากการทราบจานวนตวอยางทมสภาพเหมาะสม ขอมลเหลานจะสาคญสาหรบโค ร งก า รท ม จ า น วน tube sample น อ ย เ ช น ใน โค ร งก า ร offshore exploration Norwegian Geotechnical Institute (NGI) ไดเรมใช onboard radiography ในป 1983 เพอประเมนคณภาพของตวอยางดนทนททเกบจากพนทะเล (ลก 300 ม.) จากทะเลเหนอ (Lacasse et al. 1984) การวด effective stress หลงจากการเกบตวอยางดน

“Perfect sampling” หมายถงการเกบตวอยางดนทไมมการรบกวนใดๆนอกจากการลดลงของ in-situ

shear stress แบบ undrained, q=0.5vo’(1-Ko) หากสมมตวาดนมสภาพอมตวดวยนาอยางสมบรณจะ

Page 25: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-17

ไดวาคา isotropic effective stress หลงจากการ perfect sampling, ps’, เปนดงสมการท (2-3) (Ladd &

Lambe, 1963) โดยท Au = (u-h)/(v-h) สาหรบ normally consolidated clays จะมคา Au

= 0.10.2 และ ps’/ho’ = 1.00.15 การเกบตวอยางแบบ perfect sampling จะทาใหคา su ลดลง

เพยงประมาณ 55% แตจะเปลยนแปลงพฤตกรรม stress-strain อยางมากเนองจากการเฉอนเรมตนจากสภาพ isotropic แทนท จะ เปนสภาพ Ko stress (Ladd & Lambe, 1963; Noorany & Seed, 1965; Okumura, 1971; Skempton & Sowa, 1963)

)]1(['' ouovops KAK (2-3) สาเหตของการรบกวนตวอยางดนตางๆทไดแสดงในตารางท 2-2 จะลดคา effective stress ของ

ตวอยางดนจาก s’ ไปเปนคาทนอยกวา ps’ โดยทผลลพธของคา s’ สามารถวดไดใน triaxial cell ทม

fine porous ท base pedestal (s’=cell pressure-pore pressure) หรอการใส pore pressure probe

ขนาดเลกเขาไปในตวอยางดนทยงไมถกแรงกระทา ขอมลแสดงวาคา s’/ps’ โดยทวไปจะประมาณ

0.20.2 สาหรบการเกบตวอยางโดยกระบอกบางของ soft to medium to clay ทม low to moderate

sensitivity ทความลกมากกวา 5-10 ม. การลดลงของคา effective stress จาก ps’ ไปเปน s’ สามารถเกดขนไดทความชนคงทเนองจาก mechanical disturbance เพราะการเฉอนทเกดขนกบ low OCR clay จะทาใหเกด excess pore pressure ทเปนบวก การลดลงนสามารถเกดจากการบวมตวและเกดการดดนาจากสวน cohesionless ทไมสามารถรกษาสภาพ pore pressures ทเปนลบได หรอจากสวนทมการรบกวนมากเชน remolded (more compressible) layer ทอยบรเวณผนงของกระบอก การบวมตวนจะทาใหเกด

การลดลงของคา s’ (Schjetne, 1971) และลดกาลงของ Norwegian clays ทวดจากการทดสอบ CKoU triaxial compression ท reconsolidate ไปทคา overburden stress (Bjerrum, 1973) อยางไรกตาม La Rochelle et al. (1976) พบวาผลกระทบนจะนอยลงสาหรบ strongly cemented clay

น ก วจ ยหลายคน ได เสนอ วาค า s’/ps’ จะเปน ดช น เช งปรม าณ ของ degree of sample disturbance (เชน Ladd & Lambe, 1963; Nelson et al., 1963; Okumura, 1971) และสามารถบงบอกถงแนวโนมในการลดลงของคา su จากการทดสอบ UU แตยงไมมขอมลของความสมพนธระหวางคา

s’/ps’ กบผลกระทบของ sample disturbance ตอผลการทดสอบ CU หรอ oedometer นอกจากนคา

s’/ps’ จะใชไมไดกบ highly cemented clay เนองจากคา s’ สามารถมคาเปนศนยไดโดยไมเกดการรบกวน soil structure ของดนเหลาน การประเมน compression curve จากการทดสอบ oedometer

sample disturbance มกมผลกระทบตอ compression curve จากการทดสอบ oedometer ททากบ sedimentary clay ทวไป (soft to stiff consistency, low to moderate sensitivity) ในลกษณะดงน

- ทคา consolidation stress, v,c’ ใดๆจะมคา void ratio ลดลง (หรอคา strain เพมขน)

Page 26: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-18

- ทาใหการระบสวนทมคารศมนอยสดทาไดยากจงทาใหการหาคา v,max’ ทาไดยากและโดยทวไปจะทาให

คา v,max’ ลดลง

- ทาให compressibility เพมขนระหวางการ recompression และอาจทาให compressibility ลดลงในสวน virgin compression region

รปท 2-13a แสดงผลกระทบเหลานตอผลการทดสอบ oedometer กบตวอยางดนทมาจากกระบอกเกบตวอยางเดยวกนของ offshore Holocene clay ถงแมวา Test A จะใหเสนขอมลทดใชไดและแสดงวา

เปน underconsolidated clay แต Test B ใหคา v,max’ สงกวามากซงตรงกบ stress history ทเปนจรงของชนดนนน นอกจากนน Test B ยงใหคา virgin compressibility ทสงกวามาก รปท 2-13b เปรยบเทยบ compression curve จาก block sample และ tube sample ของ brittle, sensitive clay ซงแสดงวา sample disturbance ทาให compressibility ระหวาง recompression เพมขนแตมผลกระทบไมมากตอคา

v,max’ และ virgin compressibility ซงผลการทดสอบทแสดงนเปนปกตสาหรบ cemented Champlain Sea clay โดยงานวจยไดแสดงวาตองใชกระบอกเกบตวอยางทมเสนผานศนยกลางใหญมากเพอทจะรกษาพฤตกรรม stress-strain ของ overconsolidated intact clay ไวได (พฤตกรรมภายใน yield envelope) (เชน La Rochelle et al., 1981) ดงนนการใช conventional fixed piston sample อาจจะกระทบหรอไมกะทบกบตาแหนงและรปรางของ virgin compression curve ขนอยกบขนาดเสนผานศนยกลางของกระบอกและชนดของดน รปท 2-13 ผลกระทบของ sample disturbance ตอ oedometer compression: (a) Orinoco Clay

(Azzouz et al., 1982); (b) Champlain Clay, St. Louise (La Rochelle & Lefebvre, 1971)

2.6 เทคนค Recompression

เทคนค Recompression ไดถกใชโดย NGI เพอประมาณคณสมบตของดนในสนาม Bjerrum (1972) ไดแสดงวาผลการทดสอบพฤตกรรม stress-strain จากการทดสอบ UU ใหผลทไมนาเชอถอและสรปวาหากตองการไดพฤตกรรมแบบไมระบายนาของดนเหนยวออนทนาเชอถอจะตองมการ reconsolidation ไปท

Page 27: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-19

field stress โดยทหากการบวมตวของตวอยางดนทเกดขนมขนาดเลกหรอยงคงเปนพฤตกรรมอลาสตกและ mechanical disturbance มนอย ผลเสยเนองจากการบวมตวของตวอยางดนสามารถกาจดไดหากตวอยางดนถก reconsolidate ไปท in-situ effective stress กอนจะทาการทดสอบ ซงผลดกคอ (i) ตวอยางดนไดรบ stress ทเหมอนกบสภาพในสนาม และ (ii) นาทดดซบโดยตวอยางดนระหวางกระบวนการเกบตวอยางดนจะถกขบออกไป เทคนค Recompression ไดถกใชอยางประสบความสาเรจกบผลการทดสอบ triaxial ทกระทากบ fixed piston sample ของดน low OCR clay หลายชนด (Berre & Bjerrum, 1973) และพบวาตวอยางดน low plasticity clay จะถกผลกระทบจาก sample disturbance มากกวาตวอยางดน high plastic clay และการลดลงของความชนในมวลดนเนองจาก sample disturbance จะทาใหเกดการเพมขนของกาลงของดน ในทางตรงกนขามการเพมขนของ sample disturbance สามารถทาใหเกดการลดลงของก าล งของดนและการเพ มข น ของ strain at failure ส าหรบ reconsolidated specimen เทค นค Recompression ไดถกใชกบ highly structured Canadian Clay ดวย (La Rochelle et al., 1981)

ใน ท า ง ต ร ง ก น ข า ม ส า ห ร บ tube sample ข อ ง normally consolidated clay น น ก า ร

reconsolidation ไปท vo’ จะทาใหปรมาตรลดลงเปนผลใหคา undrained strength สงเกนไป ถงแมวาจะเปนการยากทดนจะม OCR=1 ยกเวนบางกรณ เชน บรเวณทขดเปนบอฝงกลบขยะและบรเวณนอกฝงของปากแมนาสายใหญ ยงม unstructured natural clay จานวนมากทมคา OCR นอยมากจนทาใหการ reconsolidation ไปทจดท 3 ในรปท 2-14 อาจจะทาใหเกดการไดคา strength ทมากเกนไปเมอ sample disturbance เพมขน นอกจากนไมมวธการในการประเมนวาเทคนค Recompression จะใหผลผดพลาดไปทางดานปลอดภยหรอเสยง ยกเวนอาจจะทาการทดสอบกบตวอยางดนทม อตราของ degree of disturbance ตางๆ

รปท 2-14 กระบวนการ consolidation สาหรบการทดสอบ CKoU (after Ladd et al., 1977)

Page 28: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-20

นอกจากผลกระทบของ sample disturbance ทไมสามารถประเมนไดอยางแมนยา ความไมแนนอนของเทคนค Recompression การเลอกคา Kc ทเหมาะสม ในทางทฤษฎมนควรจะเทากบคา in-situ Ko ซงยากทจะประมาณสาหรบกลไกการ preconsolidation ทเกดจากสาเหตนอกเหนอจาก mechanical การทดสอบ one-dimensional recompression จะไมใหคา in-situ Ko ทถกตองเนองจากผลกระทบของ sample disturbance และการทคา Ko ขนอยกบการ loading และ unloading หองปฏบตการบางแหง

เชน NGI ใชการทดสอบ oedometer เพอวดคา v,max’ (และคานวณหาคา OCR) และใช empirical correlation ของ Brooker & Ireland’s (1965) เพอประมาณคา Ko (Berre, 1981) นอกจากน NGI ยงใช

กระบวนการ consolidation โดย isotropically consolidate ตวอยางดนไปท h,c’ จากนนคอยเพมคา

v,c’ เปน vo’ (สาหรบกรณ Ko<1) สาหรบการทดสอบดนของประเทศแคนาดาฝงตะวนออกมกใชคา Kc ประมาณ 0.5 ถง 0.6 ซงพจารณาวาเปนคาทเหมาะสมสาหรบ cemented clay ในบรเวณนน การะบวกการของเทคนค Recompression เปนดงน:

- กระบวนการนเหมาะสมมากกวาสาหรบ highly structured, brittle clay เชน high sensitivity clay, cemented soil, weathered crust, และ heavily overconsolidated clay

- ไม แน ะ น าให ใ ช เท ค น ค น ก บ normally consolidated clay เพ ราะการ reconsolidation ไปท

vo’=v,max’ อาจจะทาใหผลการทดสอบ in-situ su ไดคามากเกนไป

- การทดสอบนควรจะมการทาการประเมน in-situ stress history เพอตรวจสอบความถกตองของคา su ทไดและเพอใชในการ extrapolate/interpolate

- แ น ะ น า ใ ห ท า ก บ block sample แ ล ะ ส า ห ร บ ต ว อ ย า ง ด น แ บ บ weathered แ ล ะ highly overconsolidated clay ซงอาจจะไมเหมาะสมทจะใชเทคนค SHANSEP

- อาจจะให ค า su ท น อย เกน ไปส าห รบ overconsolidated cemented clay เน อ งจาก sample disturbance (เชน Champlain clay) และอาจจะใหคา su ทมากเกนไปสาหรบ normally ถง lightly overconsolidated “ordinary” clay

- ตองมการประมาณคา in-situ Ko ถงแมวาผลกระทบของความผดพลาดของคานจะไมสาคญเทากบผลกระทบจาก sample disturbance

- ควรจะม ก ารท าก าร วด in-situ stress history เพ อ (i) ป ระม าณ ค า Ko; (ii) extrapolate และ

interpolate ขอมล; และ (iii) ตรวจสอบความสมเหตสมผลของคา su/vo’ ทวดได 2.7 Normalized soil parameters

ผลการสงเกตจากประสบการณทพบวาดนเหนยวจานวนมากมพฤตกรรม normalized behavior เปนประโยชนอยางมากในการเปนแบบแผนสาหรบการแสดงผลและประเมนพฤตกรรมของดน เปนทชดเจนวาคา

in-situ maximum past pressure, v,max’, เปนคาทสาคญทสดในการควบคมแนวโนมของพฤตกรรมของดนสาหรบปญหาจานวนมากทงแบบไมระบายนาและระบายนา มนควบคมตาแหนงของ yield envelope ซง

Page 29: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-21

แบงระหวางพฤตกรรมอลาสตกท strain ขนาดเลกกบพฤตกรรมพลาสตกท strain ขนาดใหญ อยางไรกตาม

งานวจยใหมๆไดแสดงวารปรางของ yield envelope ยงขนอยกบกลไกในการทาใหเกดคา v,max’ ดวย ซงทาใหเกดความแตกตางระหวางพฤตกรรม normalized stress-strain-strength ของ overconsolidated clay ทเกดเนองจากกลไกทางกลกบการ cementation

Ladd et al. (1977) ไดรวบรวมผลกระทบของคา overconsolidation ratio ตอคา Ko และคณสมบต undrained stress-strain-strength ของดนเหนยวชนดตางๆ โดยขอมลสวนมากมาจากโปรแกรมการท ดสอบ SHANSEP ซ งจ ะ Ko consolidate ต วอ ย าง ด น แบบ undisturbed ไป ใน ขอบ เขต virgin

compression และ rebound ไปท OCR ตางๆ ดงนนคา v,max’ สาหรบตวอยางในการทดสอบเทคนค SHANSEP จะเกดเนองจาก mechanical overconsolidation ขอมลการทดสอบเทคนค SHANSEP กบ

Atlantic Generating Station (AGS) plastic marine clay (PI = 437%, LI=0.60.1) แสดงตวอยางของพฤตกรรม normalization ของ mechanically overconsolidated clay เปนอ ยางด (Koutsoftas & Ladd, 1984) รปท 2-15 แสดง effective stress path จากการทดสอบ CKoU triaxial compression (TC) และ triaxial extension (TE) กบตวอยางดนท OCR = 1, 2, 4, และ 8 เมอ OCR เพมขนรปรางของ effective stress path จะเปลยนจากการเลยวไปทางซายเปนเลยวไปทางขวา รปท 2-16a พลอต log OCR

versus log su/v,c’ จากการทดสอบ CKoUTC, TE, และ direct simple shear (DSS) กราฟใน log-log พลอตเปนเสนตรงและสามารถแสดงโดยสมการท (2-4) โดยท S คอคา undrained strength ratio ของดน normally consolidated (OCR=1) clay รปท 2-16b แสดงการเปลยนแปลงของคา shear strain และคา Skempton’s pore pressure parameter ทวบต (peak strength) รปท 2-17 แสดงพลอตแบบเดยวกนสาหรบการทดสอบ undrained shear ของ cemented James Bay B-6 marine clay โดยขอมลของสวน

overconsolidated มาจากตวอยางดนท reconsolidate ไปท stress นอยกวา in-situ v,max’ (คอเปนพฤตกรรมของ intact cemented clay) โดยขอมลของ destructured clay ท ม OCR = 1 จะมค า

laboratory v,c’ ประมาณ 1.3 ถง 3 เทาของ in-situ v,max’ m

vc

u OCRSs

'

(2-4)

Page 30: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-22

รปท 2-15 Normalized effective stress path จาก SHANSEP CKoU ของ AGS CH Marine Clay (Koutsoftas & Ladd, 1984)

รปท 2-16 พฤตกรรม stress-strain-strength จาก SHANSEP CKoU ของ AGS CH Marine Clay (Koutsoftas & Ladd, 1984)

Page 31: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-23

รปท 2-17 พฤตกรรม stress-strain-strength จาก SHANSEP CKoU ของ intact และ destructured James Bay B-6 Marine Clay (Lefebvre et al., 1983)

ดงทกลาวไปแลววา yield envelope ของ intact James Bay clay นนสงกวาของ destructured

clay อยางมากเนองจาก strain ขนาดใหญทเปนผลจากการ consolidation เกนคา in-situ v,max’ ทาใหเกดการทาลายของ cementation bond ดงนนผลการทดสอบในรปท 2-17 แสดงความไมตอเนองของพฤตกรรมท OCR=1 ตวอยางเชน destructured clay จะมคา Af มากกวาเลกนอยและ strain ทวบตท

มากกวามากสาหรบการทดสอบ DSS และ TE (สาหรบ intact clay จะพบวาคา f เหมอนกนสาหรบการทดสอบ TC และ TE ซงตรงขามกบทพบความแตกตางอยางมากสาหรบ overconsolidated AGS clay ดน

James Bay intact clay แสดงความสมพนธทเปนเสนตรงระหวาง log su/vo’ vs log OCR ซงเหมอนกบทพบสาหรบ mechanically overconsolidated clay แตสาหรบ normally consolidated clay จะพบวา

Page 32: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-24

คา S (สมการท 2-4) ของ intact clay จะมากกวาคา S ของ destructured clay มาก (มากกวา 35% สาหรบการทดสอบ TC และมากกวา 15% สาหรบการทดสอบ DSS และ TE)

ในวศวกรรมปฐพจะทาการทดสอบ consolidation เพอประมาณ term settlement ของดนเหนยว เนอหาทผานมาแสดงวาความรเกยวกบ stress history เปนประโยชนในการประเมนและ correlate ขอมลจากผลการทดสอบในหองปฏบตการ สงนสามารถใชไดกบ in-situ strength testing เชน field vane ดวย รปท 2-18 แสดงขอมลการทดสอบ field vane จาก site ตางๆพลอตในแบบเดยวกบทใชสาหรบ correlate คา laboratory undrained strength ratios versus overconsolidation ratio ขอมลและผลการวเคราะห

จาก site อนๆไดสรปในตารางท 2-3 คา su/vo’ สาหรบ normally consolidated clay มแนวโนมกบคา plasticity index เหมอนกบทเสนอโดย Skempton (1948) และ Bjerrum (1972) สวนคา m มกจะพบวามคามากกวาทไดจากการทดสอบ laboratory CKoU โดยเฉพาะอยางยงคา m จะมากกวา 1 มากสาหรบnaturally cemented clay หากทราบคา S และ m สาหรบดนหนงๆจะทาใหการทดสอบ field vane เปนการทดสอบทประหยดในการ interpolate และ extrapolate ผลการทดสอบ laboratory oedometer เพอใหไดภาพทสมบรณขนของ in-situ stress history

ตารางท 2-3 ผลการทดสอบ normalized field vane (Jamiolkowski et al., 1985) No. Site and soil type PI (%) LI (%) Field vane References

S m 1 I-95 Saugus Boston Blue Clay 213 0.165 0.96 Lacasse et al. (1978)

2 Connecticut Valley Varved Clay 25-30 0.20 0.93 Lacasse et al. (1978) 3 Fore River Organic Clay with Shells 348 0.74 0.83 Ladd et al. (1969)

4 AGS CH Marine Clay 437 0.60.1 0.33 0.77 Koutsoftas & Fischer (1976)

5 Bangkok Soft CH Clay 4120 0.71.0 0.29 0.80 Lacasse et al. (1978)

6 Omaha Soft CH Clay 50 0.80.9 0.28 0.97 Navarro (1984)

7 New Liskeard Cemented Varved Clay 255 0.185 1.51 Lacasse et al. (1978)

8 James Bay B-2 marine Clay 9.53 2.60.9 0.16 1.18 Ladd et al. (1983)

9 James Bay B-6 Marine Clay 133 1.90.6 0.17 1.35 Ladd et al. (1983)

Page 33: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-25

รปท 2-18 Undrained shear strength ratio vs OCR จากการทดสอบ field vane (Lacasse et al., 1978)

หากดนชนดใดมคา m มคาใกล 1 และมการเปลยนแปลงของคา OCR เพยงเลกนอยควรจะพจารณาวา

คา su(FV)/v,max’ ประมาณคาคงท (15% สาหรบ OCR=2 และ m=1.00.2) Mesri (1975) ยนยนการประมาณนโดยการวเคราะหความสมพนธระหวาง field vane และ stress history สาหรบ normally consolidated และ slightly overconsolidated (OCR<2) post glacial clay ทไดรายงานไวกอนหนาโดย

Bjerrum’s (1972, 1973) นอกจากนการใช Bjerrum’s (1972) field vane correction factor, , ทม

พนฐานมาจากกรณศกษาของการวบตของลาดดนถมซงใหผลลพธวา su(FV)/p’=su/p’=0.22 (ถงแมวา

การวเคราะหทกลาวมานจะไมพจารณาการกระจายตวของความสมพนธระหวางคา Bjerrum’s (1972)

และ PI correlation) Larsson (1980) ไดสรปคา su/p’ จากการวบตของคนดนถม 15 แหงทมคา PI<60% และไดผลดงสมการท (2-5)

su/v,max’ = 0.230.04 (2-5)

ดงนนคา in-situ su/v,max’ ทเหมาะสมสาหรบการวเคราะหเสถยรภาพของคนดนถมอาจจะมคาในกรอบแคบๆสาหรบดน soft sedimentary clay ทม moderate ถง low plasticity โดยทวไป ขอสรปนไดรบการสนบสนนโดยผลการทดสอบ laboratory CKoU ทเฉอนดวย mode of failure ตางๆทพจารณาพฤตกรรม anisotropy หาก peak strength ไดรบการปรบแกสาหรบ strain compatibility คอ ผลกระทบของ progressive failure ดงทนาเสนอโดย Koutsoftas & Ladd (1984) อยางไรกตามมหลกฐานบางอยางช

วาคา su/v,max’ สาหรบ highly plastic organic clay มคามากกวาทรายงานมาขางตน (เชน Trak et al., 1980; Holtz & Holm, 1979; Larsson, 1980) ตวอยางเชนคาของ nonfibrous peat จะมคาคอนขางสง

จะตองเนนวาพฤตกรรม normalized ใชกบดนเหนยวทยงคงสามารถรกษา structure ของมนไดระหวางการถกแรงเกนกวาคา in-situ stress ไปสขอบเขตของ virgin compression โดยดนเหนยวเหลานมก

Page 34: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-26

มคา compression index ทคอนขางคงท สวนดนประเภท quick clay และ naturally cemented soil จะไมแสดงพฤตกรรม normalized behavior เนองจาก structure ของมนจะถกเปลยนแปลงอยางมากเมอถกแรงกระทาเกนกวาคา “apparent” maximum past pressure (Sangrey, 1975)

แนวค ด Normalized Soil Parameter (NSP) เกดข น โดยตรงจากการส งเกต เห นพฤ ตกรรม normalized behavior สาหรบดนทแสดงพฤตกรรม normalized behavior จะเปนไปไดทจะทาการทดสอบในหองปฏบตการทคา OCR ตางๆและสราง normalized พลอตสาหรบแตละ OCR หลงจากนน NSP สาหรบแตละ OCR สามารถไดจากพลอตเหลานแลวใชกบสภาพ in-situ ได

ในการวเคราะหเสถยรภาพนนคณสมบต NSP ทใชบอยทสดคอคา su/vo’ โดยท vo’ = in-situ

vertical effective stress โดยวเคราะหมาจากคา su/v,c’ จากการทดสอบในหองปฏบตการ รปท 2-19

แสดงการเปลยนแปลงของคา su/v,c’ กบคา OCR จากการทดสอบ CKoUDSS กบดนเหนยว 5 ชนด (โดยทขอมลจรงจะกระจายอยภายใน 5-10% ของคาเฉลย) และม shear strain rate = 6%/ชวโมง สาหรบการ

ทดสอบเกอบทงหมด ซงผลการทดสอบแสดงแนวโนมทคา su/v,c’ จะเพมขนกบคา OCR สาหรบดนทกชนด และคา index properties ของดนทง 5 ชนดนครอบคลมขอบเขตกวางและพจารณาวาผลการทดสอบ CKoUDSS ของดนเหนยวชนดอนๆกจะมแนวโนมเชนเดยวกน แนวโนมนยงพบสาหรบการทดสอบประเภทอนๆดวย คณสมบต NSP อนๆทใชในวชาปฐพกลศาสตรคอคา Eu/su, Ko, และ pore pressure parameter โดยกระบวนการทดสอบในหองปฏ บ ตการท ถกพฒนาเพอใช กบแนวคด NSP ประกอบดวยการ consolidation ไปท stress ทมคามากกวาคา in-situ เพอลดผลกระทบของ sample disturbance และเพอสามารถกาหนดคา OCR ไดอยางชดเจน วธการนใชกบแนวคด NSP เพอหาคณสมบต NSP ตางๆ

รปท 2-19 ความสมพนธระหวางคา normalized CKoUDSS strength parameter กบคา OCR สาหรบดนเหนยว 5 ชนด (Ladd & Foott, 1974)

Page 35: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-27

รปท 2-20 แสดงผลกระทบของ sample disturbance ในรปของพลอตระหวาง void ratio และ log effective stress โดยจะมเสน virgin compression หนงๆซงขนอยกบชนดของดนเหนยว, เวลาในการ consolidation, และชนดของระบบ consolidation stress หากมการลดคา effective stress ตวอยางดนจะกลายเปนสภาพ overconsolidated และเกดการบวมตวโดยจะมสภาวะตามเสน a ในรปท 2-20 เมอเกดการ reconsolidation จะมสภาวะตามเสน b กลบสเสน virgin compression เนองจากการเปลยนแปลงของ void ratio ทเกดจากการบวมตวของตวอยางมคานอยกวาการหดตวเนองจาก virgin compression จงทาใหสภาวะของ overconsolidated soil จะพลอตอยใตเสน virgin compression เสมอ เนองจากตวอยางดนแบบ undisturbed จะไดรบผลกระทบจากการเกบตวอยางดนเปนการลดลงของคา effective stress ในขณะทคาความชนจะคอนขางคงท ดงนนตวอยางดนสภาพ in-situ normally consolidated ทจด 1 ในรปท 2-20 อาจจะมสภาพอยทจด 2 หลงจากการเกบตวอยางดนและมสภาพ overconsolidated เมอเกดการ reconsolidation ตวอยางดนจะมสภาพกลบมาทเสน virgin compression ดงแสดง ดงนนหากทาการทดสอบตวอยางดนทสภาพทจดใดๆบนเสนนกอนทจะถงเสน virgin compression กจะไมทราบคา OCR ทแนนอน ดงนนจะไมสามารถไดคณสมบต NSP ทมความหมายได อยางไรกตามหากตวอยางดนถก consolidate กลบไปทเสน virgin compression กจะมคา OCR = 1 ตวอยางดนนจะใหคณสมบต NSP ของต วอ ย างดน ในสภาพ normally consolidated หาก ตอ งการคณ สม บ ต NSP ส าห รบ ต วอ ย างท overconsolidated ททราบคา OCR สามารถทาไดโดย consolidate ตวอยางดนกลบไปส เสน virgin compression จากนนลดคา effective stress เพอใหไดคา OCR ทตองการ กระบวนการนแสดงในรปท 2-20 คอการ consolidation จากจดท 2 ไป 3 ตามดวยการลดแรงไปทจด 4 เพอใหไดคา OCR ทตองการ

รปท 2-20 พลอตของการ consolidation เพอแสดงผลกระทบของ sample disturbance (Ladd & Foott, 1974)

ดงนนกระบวนการทดสอบทพฒนาขนเพอใหไดคณสมบต NSP ตอง consolidate ตวอยางดนกลบไปท

เสน virgin compression กอนการทดสอบ โดยมกจะ consolidate ไปทคา v,c’ ประมาณ 1.5-2 เทาของ

Page 36: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-28

คา in-situ v,max’ การ consolidation ขนตอนสดทายมกจะทงไวประมาณ 1 log cycle ของ secondary compression เพอทาใหผลกระทบของ secondary compression เปนมาตรฐาน โดยกระบวนการทดสอบสามารถสรปไดดงน:-

- consolidate ตวอยางดนไปทคา vertical consolidation stress ประมาณ 1.5, 2.5, และ 4 เทาของคา

in-situ v,max’ แลวทดสอบหาคา su/v,c’ ดนเหนยวทมพฤตกรรม normalized behavior จะใหคา

su/v,c’ คงทอยางนอยสาหรบคา stress ทมากขน 2 คา หากพบวาคา su/v,c’ เปลยนแปลงกบคา vertical consolidation stress ทกระทาแสดงวาดนเหนยวนนไมมพฤตกรรม NSP

- ทดสอบหาคา su/v,c’ กบคา OCR โดยใชคา v,c’ ทนอยทสดทดนเหนยวยงคงมพฤตกรรม normalized

behavior เพอใชเปน laboratory v,max’ และทาการทดสอบทคา OCR เทากบ 20.5, 41, และ 62 เปรยบเทยบคาทไดกบผลการทดสอบทแสดงในรปท 2-19 เพอตรวจสอบความนาเชอถอ โดยขอมลควรจะเปนเสนโคงเรยบและโคงขน

จะเหนวาการใชวธนมความจาเปนอยางยงทจะตองทราบ in-situ stress และคา v,max’ และตองการผลการทดสอบ oedometer จากตวอยางดนทมคณภาพสง โดยพบวาการพลอต consolidation curve ใน

รปของ strain (แทนท void ratio) versus log vc’ ท end of primary consolidation แทนท end of

24-hr จะใหคา v,max’ ทนาเชอถอกวา นอกจากนยงพบวาผลการทดสอบ oedometer ไมมความไวตอผลกระทบจาก sample disturbance เทากบผลการทดสอบ UC และ UU 2.8 เทคนค SHANSEP

เทคนค SHANSEP คอกระบวนการออกแบบสาหรบดนเหนยวทมพฤตกรรม normalized behavior โดยแนวคดมพนฐานมากการทดสอบในหองปฏบตการทพยายามจาลองสภาวะในสนามอยางเปนระบบมากกวาการทดสอบปกต วธการนเปนหนทางในการพจารณา stress history ของดนโดยเฉพาะเกยวกบ overconsolidation จากการศกษาเกยวกบ undrained shear strength ของดนเหนยวไดพบความสมพนธ

ระหวาง normalized shear strength (su/vo’) และ overconsolidation ratio (OCR) (ดงอ ธบายใน

หวขอ 2.7) เทคนค SHANSEP จะใหคา normalized parameter เพอจะใชกบ stress history (vo’ และ OCR) ของชนดนเหนยวในสนามเพอวเคราะหหาคณสมบต strength-deformation เพอใชในการวเคราะหทางวศวกรรมปฐพตอไป วธการนไดถกใชโดยหองทดสอบทางวศวกรรมปฐพมากมายเพอลดผลกระทบทเกดจาก sample disturbance

รปท 2-21 เปรยบเทยบกราฟ in-situ และ laboratory one-dimensional (Ko) compression ของ

slightly overconsolidated soft clay จ ด 1 แ ส ด ง in-situ effective overburden stress (vo’) sample disturbance ทเกดขนระหวางการเกบตวอยางดนโดยกระบอกเกบตวอยางจะลดคา effective stress จนเปนคาทแสดงดวยจด 2 ซงแสดงสภาพ preshear สาหรบการทดสอบ UU Davis & Poulos (1967) และ Bjerrum (1973) แนะนาวาควรทาการทดสอบ CKoU กบตวอยางดนโดย reconsolidate ไปท

Page 37: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-29

vo’ เพอลดผลกระทบของ sample disturbance กระบวนการนจะทาใหเกดการลดปรมาตรไปทจด 3 ซง

โดยทวไปปรมาตรจะลดลงประมาณ 53% สาหรบ normally และ lightly overconsolidated clay การลดปรมาตรลงนอาจจะทาให undrained strength มคาเพมขนมากกวาคาของ in-situ และอาจจะมความแปรปรวนขนอยกบ degree of disturbance, ชนดของดน , และ stress history ผลการทดสอบ CIU triaxial compression ซงรายงานโดย Bozozuk (1970), Milovic (1970), และ Raymond et al. (1971) แสดงวาคา su เกดการเปลยนแปลงเลกนอยหรอมคาลดลงเมอ degree of disturbance เพมขนสาหรบ highly cemented overconsolidated Canadian clay ห ล า ย ช น ด ซ ง แ ส ด ง ว า destruction ข อ ง cementation bond มความสาคญมากวาหรอเทากบการลดลงของปรมาตรของตวอยาง Beere & Bjerrum (1973) สรปวาการเพมขนของ sample disturbance จะเปนผลให strength ลดลงสาหรบ “aged” plastic Drammen clay (OCR=1.5) ในทางตรงกนขามขอมลของ normally consolidated clay (เชน Ladd &

Lambe, 1963) แสดงวาการ consolidation ไปท vo’ มกจะทาใหไดคา su ทมากกวาคา in-situ strength (โดยความแตก ต างระห วาง in-situ และ laboratory compression curve ม กจะมากท ต าแห น ง

v,c’=v,max’ (Schmertmann, 1955) รปท 2-21 กระบวนการ consolidation สาหรบการทดสอบ CKoU (after Ladd et al., 1977) สาหรบดนเหนยวทมพฤตกรรม normalized behavior มกระบวนการทดสอบทสามารถลดผลกระทบ

ของ sample disturbance ดงแสดงในรปท 2-21 วา laboratory curve มกจะเขาส in-situ curve เมอคา

v,c’ มากกวาประมาณ 1.5 ถง 2 เทาของคา in-situ v,max’ ดงนนสาหรบตวอยางดนในการทดสอบ CKoU

ท consolidate ไ ป ท v,c’(1.5-2)v,max’ ค ว ร จ ะ ม structure เห ม อ น ก บ in-situ normally

consolidated clay และให ค า su/v,c’ ท ถ ก ต อ งในสภ าพ ด งกล าว หาก ดน ใน in-situ ม สภ าพ

Page 38: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-30

overconsolidated ก ตอง consolidate ตวอยางดนไปท ส วน virgin compression เพอให ได in-situ structure แลวหลงจากนนก unload ตวอยางกอนทจะทาการ shear (ดงแสดงเปนสญลกษณสเหลยมในรปท 2-21) การทดสอบกจะใหขอมล normalized สาหรบคา OCR ทตองการ ซงทงหมดนคอพนฐานของเทคนค SHANSEP ทเสนอโดย Ladd & Foott (1974) เพอเปนกระบวนการทดสอบทจะลดผลกระทบของ sample disturbance ตอคณสมบต strength-deformation ทวดไดในหองปฏบตการ

รปท 2-22 แสดงการประยกตใชเทคนค SHANSEP เพอหา undrained strength profile จากการทดสอบ direct simple shear สาหรบชนดนเหนยวเนอเดยว ขนตอนแรกคอการหา stress history ของชนดนจากการทดสอบ oedometer (รปท 2-22a) หล งจาก นน ตวอ ยางดนจะถกทดสอบ CKoU ใน

หองปฏบตการโดยใชกระบวนการทไดกลาวไปแลว ผลการทดสอบจะใหความสมพนธระหวางคา su/vo’

และคา OCR=v,max’/v,c’ เพอคานวณคา SHANSEP su ดงแสดงในรปท 2-22c และพลอตในรปท 2-22d กระบวนการนตองการการทดสอบเพอใหไดขอมล in-situ stress history ทนาเชอถอและใชไดเฉพาะดนเหนยวทมพฤตกรรม normalized behavior ดงนนจงใชไม ได กบ naturally cemented และ highly sensitive clay ปรมาณการทดสอบทตองใชเทากบหรอนอยกวาทตองใชสาหรบเทคนค Reconsolidation

อยางไรกตามเทคนค SHANSEP มขอไดเปรยบคอเมอไดความสมพนธระหวางคา su/v,c’ และคา OCR สาหรบดนเหนยวหนงๆแลวจะสามารถนาไปใชกบชนดนอนๆทมดนชนดเดยวกนนไดโดยใช in-situ stress history ทเหมาะสมของชนดนนนทไดจากการทดสอบ oedometer เทคนค SHANSEP ไดถกใชกบการออกแบบโครงการจานวนมาก (Ladd & Foott, 1974)

รปท 2-22 การประยกตใชเทคนค SHANSEP สาหรบการวเคราะห undrained stability โดยใชการทดสอบ CKoU direct simple shear (Ladd et al., 1977)

Page 39: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-31

ขนตอนของเทคนค SHANSEP สามารถสรปไดดงน:-

- ทาการทดสอบ oedometer consolidation เพอหาคา v,max’ โดยผลการทดสอบนไมคอยมผลกระทบ

จาก sample disturbance มากเทากบผลการทดสอบ shear strength โดยการทดสอบ UU คา v,max’ ท ไดขนอยกบ structure ของ soil skeleton มากกวาความชนในมวลดนหรอคา effective stress หลงจากการเกบตวอยางดน

- consolidate ตวอยางดนในการทดสอบ triaxial ภายใตสภาวะ Ko consolidation ไปทคา vertical

stress 1.5-4 เทาของคา in-situ v,max’

- สาหรบสภาวะ overconsolidation ให unload ตวอยางดนเพอใหเกดการบวมตวใน 1 มตไปทคา

vertical effective stress (v,c’) ทใหคา OCR ทตองการ

- หลงจากนนทาการทดสอบ undrained triaxial compression สาหรบดนทมพฤตกรรม normalized

behavior จะใหคา su/v,c’ คงทสาหรบคา OCR หนงๆ

- ทาการทดสอบซาเพอใหไดคา su/v,c’ สาหรบคา OCR ตางๆทตองการ ขอดของเทคนค SHANSEP เปนดงน:-

- เทคนคนทาใหสามารถประเมนคา design parameter ทนาเชอถอมากขนโดยใชความเขาใจดานพฤตกรรมของดน

- เทคนคนทาใหสามารถประเมนคณสมบต stress-deformation ภายในสภาวะความเคนทใชงานจรง

- เทคนคนทาใหไดภาพทชดเจนของ soil profile จากการ correlation ระหวาง stress history และการเปลยนแปลงของ strength กบความลก

- เทคนคนใหคาท conservative เลกนอยสาหรบการวเคราะหเสถยรภาพและมความนาเชอถอมากกวาการออกแบบแบบเกา

- เทคนคนไดรบการพสจนกบโครงสรางคนดนถมหรอฐานรากในดนเหนยวหลายชนด

- เทคนคนลดผลกระทบของ sample disturbance ตอผลการทดสอบลงอยางมาก

- เทคนคนใชปรมาณการทดสอบ effective stress จานวนนอยในการยนยนวาดนมพฤตกรรม normalized behavior

- สมมตฐานเกยวกบพฤตกรรม normalized behavior สามารถพสจนไดในหองปฏบตการและผลกระทบของสมมตฐานอนๆกสามารถประเมนได

- เทคนคนใหขอมลมากกวาการทดสอบแบบดงเดมโดยมคาใชจายเพมขนเลกนอยและสามารถวเคราะหขอมลของ undrained shear strength profile ได

- เทคนคนทาใหสามารถประมาณคา undrained strength ของดนเหนยวภายหลงจากการเปลยนแปลงของสภาพในสนามได เชน การ softening เนองจากการบวมตวทกนของงานขด

ขอเสยและขอจากดของเทคนค SHANSEP มดงน:-

Page 40: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-32

- เทคนคนเหมาะสมกบชนดนทเปนเนอเดยวไมเหมาะสมกบชนดนทแปรปรวน และไมเหมาะสมกบดนทจะ

เกดการเปลยนแปลงของ structure เมอถก consolidate ไปมากกวา v,max’ เชน highly sensitive clay และ cemented clay

- เทคนคนขนอยกบความรเกยวกบ stress history และการประมาณคา maximum past pressure ทเชอถอได

- การทดสอบในหองปฏบตการตองใชกระบวนการทซบซอนกวาทใชกบการทดสอบแบบดงเดม

- ตวอยางดนตองถก consolidate ไปท effective stress ทมคามากกวาคาทใชสาหรบการทดสอบแบบดงเดม

- ถงแมวาโดยทวไปคา undrained shear strength จากเทคนค SHANSEP จะนาเชอถอกวาคาทไดจากการทดสอบแบบดงเดม แตกอาจจะใชไมไดกบการออกแบบเชงประสบการณแบบดงเดม

2.9 บทสรป

ความแปรปรวนของผลการทดสอบกาลงของดนสามารถเกดเนองจาก sample disturbance, strength anisotropy, และ strain-rate effect ซงผลกระทบดงกลาวไมไดถกพจารณาอยางเปนระบบในการออกแบบแบบดงเดม อยางไรกตามการทการออกแบบแบบดงเดมยงคงใชการไดอยเนองจากสาเหตเหลานมกจะหกลางกนไป โดยการใชขอมล strength จากการทดสอบ UC และ UU มกจะใหคา su ทมากเนองจากเปนสภาพ triaxial compression และใช strain rate สง (60%/ชวโมง) ในขณะท sample disturbance มกจะทาใหคา su ลดลง ดงนนผลกระทบเหลานอาจจะหกลางกนไปและใหผลการทดสอบ strength ทมคาเฉลยสาหรบการออกแบบ อยางไรกตามวธการนขนกบประสบการณของผดาเนนการอยางมากและการหกลางของปจจยตางๆนไมสามารถทจะควบคมได ดงนนจงคอนขางเปนไปไดวาผลการออกแบบโดยวธนจะไมปลอดภยหรอ conservative มากเกนไปโดยเฉพาะหากพจารณาการกระจายตวอยางมากของผลการทดสอบ UC และ UU สถานการณนจะซบซอนมากขนอกจากผลกระทบของ sample disturbance ทจะเพมขนกบความลกและปดบงการเปลยนแปลงของ strength กบความลก

การใชการทดสอบ field vane (FV) สามารถจะหลกเลยงความยงยากทเกดจากเองจากการทดสอบ UC และ UU เนองจากการทดสอบ FV มผลกระทบจาก sample disturbance นอยกวา อยางไรกตามการแปลผลการทดสอบ FV มความไมแนนอนสงและตองอาศยขอมลเชงประสบการณ นอกจากนสาหรบดนบางประเภทคาทไดจากการทดสอบ FV, UC, และ UU ยงมคาไมตรงกน Bjerrum (1972) ไดเสนอ correction factor สาหรบใชกบผลการทดสอบ FV อยางไรกตามผลการทดสอบ FV อาจใหคา su มากกวาคา in-situ strength ไดถง 100% ซงมากกวาทจะสามารถปรบแกดวยคา correction factor ทเสนอ ดงนนการใชขอมลของ FV ท นาเชอถอจะจากดกบชนดนทมการทดสอบหาคา correction factor โดยการวเคราะหเชงประสบการณจากกรณศกษาของการวบตแลวเทานน

Page 41: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 2 กาลงรบแรงเฉอนของดนแบบไมระบายนา

2-33

ดงนนการออกแบบแบบดงเดมจะอาศยขอมลเชงประสบการณอยางมากและถงแมวาจะมการใช factor of safety เพอทาใหผลการออกแบบมความปลอดภยแตความแปรปรวนในการออกแบบยงไมสามารถวเคราะหไดอยางชดเจน และบางครงการหกลางกนของความไมแนนอนและ factor of safety ไมเพยงพอทจะใหผลการออกแบบทมความปลอดภยเพยงพอ ในสถานการณเชนนจาเปนตองใชกระบวนการออกแบบทละเอยดกวาซงพจารณารายละเอยดของคณสมบตของดนภายใตแนวคดท เปนเชงทฤษฎมากกวา กระบวนการออกแบบนยงจะมประโยชนสาหรบการใชในการออกแบบอนๆดวยซงจะตรงไปตรงมาและหลกเลยงการใชการพจารณาเชงประสบการณและทาใหผออกแบบสามารถหลกเลยนการออกแบบท conservative มากเกนไป เทคนค SHANSEP ไดใชโดยหองปฏบตการจานวนมากเพอลดผลกระทบจาก sample disturbance

Page 42: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 3 แผนการดาเนนการ

3-1

บทท 3 แผนการดาเนนการ 3.1 เครองมอการทดลอง

เครองมอ triaxial ถกใชเปนเครองมอหลกสาหรบงานวจยน โดยใชกบตวอยางดนขนาดเสนผานศนยกลาง 5 ซม. และสง 10 ซม. ฐานของ triaxial cell ประกอบดวย pedestal เพอวางตวอยางดนและมรระบายนา 3 ร โดยท 2 รเปน drainage line และอก 1 รเปน cell water line drainage line เชอมกบทงสวนหวทายของตวอยางดนเพอเพมอตราการระบายนาระหวางการ consolidation นอกจากน drainage line ยงเชอมกบ pore pressure transducer และ volume change transducer เพอวด pore pressure ระหวางการ undrained shearing และปรมาตรของตวอยางดนทเปลยนแปลงระหวางการ consolidation

สภาพ stress ทกระทากบตวอยางดนทาโดยทง cell pressure และ vertical load cell pressure เชอมตอกบ pressure regulator เพอบงคบขนาดและอานคาโดย pressure transducer vertical load จะกระทาโดย loading frame ผาน piston ทกดดวยความเรวคงทโดยวดแรงกระทาดวย load cell และวดการเคลอนตวดวย displacement transducer ม data logger เพอบนทกขอมลการทดสอบโดยอตโนมต 3.2 ดนทใชในการทดลอง

ดนทใชในการทดสอบคอดนเหนยวออนกรงเทพฯซงเปน marine silty clay ซงวางตวอยใตพนทราบลมในภาคกลางของประเทศไทย เมองกรงเทพฯอยบนตะกอนปากแมนาของแมนาเจาพระยาในทราบลมตาตอนกลางของประเทศไทย ชนดนใตกรงเทพฯโดยทวไปจะประกอบดวย backfill (very loose to medium dense silty sand) และ weathered crust (medium to stiff silty clay) หนา 2-5 ม. โดยมสเทาออนถงเทาปนเหลอง, คา SPT N-value ระหวาง 2-21, และคาความชนในมวลดน 10-35% หลงจากนนระหวางความลก 3-12 ม. จะเปน very soft to soft clay ทมสเทาเขม โดยมคา undrained shear strength 10-30 kPa และคาความชนในมวลดน 60-105% ทความลก 15-35 ม. เปน medium stiff to very stiff clay ทมสเทาเขมถงเทาปนนาตาล โดยมคา undrained shear strength 26-160 kPa และคาความชนในมวลดน 15-60% ดนเหนยวทง 2 ชนขางตนมกจะเรยกวา “ดนเหนยวกรงเทพฯ (Bangkok Clay)” จากนนจะตามดวยชน first sand ถดจากนนจะเปนชนสลบไปมาระหวาง clay และ sand/gravel สวนชนหนแขงอยทความลกประมาณ 550-2000 ม จากระดบผวดน Tanaka et al. (2001) ไดรายงานวา mineralogy ของสวน clay fraction ของ Bangkok Clay เปนดงน (เรยงจากปรมาณมากไปนอย) smectite, illite, kaolinite, chlorite, และ mixed-layer mineral มวลดนท งหมดมสวนประกอบทสาคญคอ quartz ดนเหนยวกรงเทพฯมคา activity ประมาณ 1 และมความสมพนธระหวาง LL และ PI อยเหนอเสน A line ใน plasticity chart มาก microstructure ของดนเหนยวกรงเทพฯสามารถเหนไดวาม pellet ของ pyrite ปนอย กอน aggregate จะคอนขางเลกและประกอบดวยกลมของ clay-size particle ทมโครงสรางแบบ flocculated ชองวางในมวลดนสวนมากเปน inter-aggregate pore ไมพบ microfossils เชน diatoms หรอ foraminifera ยกเวนทใกลผวดน

Page 43: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 3 แผนการดาเนนการ

3-2

ตวอยางดนททดสอบเกบมาจากบรเวณ กม. 51 ของทางหลวงรงสต-นครนายกโดยกระบอกบาง ลกษณะชนดนทจดนไดแสดงในรปท 3-1 และคา index properties ของดนเหนยวกรงเทพฯทจดนไดแสดงในตารางท 3-1 และความลกของตวอยางดนทใชในการทดสอบคอ 6-7 ม. ตารางท 3-1 คณสมบต index properties ของดนเหนยวออนกรงเทพฯทสถานทเกบตวอยางดน ความลก (ม.)

ความชน, wn (%)

Total unit weight,

t (kN/m3)

Liquid limit, LL (%)

Plastic limit, PL (%)

Plasticity index, PI (%)

Specific gravity, Gs

3 75.3 14.6 112 37 75 2.6 4 75.8 14.7 109 34 75 2.66 5 83.1 14.4 124 40 83 2.59 6 88.1 14.2 117 39 78 2.62 7 85.4 14.5 105 35 71 2.60 8 71.0 14.7 99 32 68 2.80

รปท 3-1 ลกษณะชนดนในบรเวณทเกบตวอยางดน

Page 44: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 3 แผนการดาเนนการ

3-3

3.3 แผนการทดลอง งานวจยนทาการทดสอบ CKoUC triaxial แบบ strain-controlled Ko consolidated, undrained

strain-controlled compression shearing เพอศกษาคณสมบต normalized undrained stress-strain-strength ของดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาพ normally consolidated โดยทาการทดสอบทงหมด 5 การ

ทดสอบทคา v,c’/v,max’ ตางๆระหวาง 1.5-3.5 แผนการทดสอบสามารถสรปไดดงรปท 3-2

รปท 3-2 แผนการทดลอง 3.4 วธการทดลอง

ตวอยางดนจะถก consolidated แบบ strain-controlled Ko consolidation ไปทสภาพ stress ทตองการกอนจะถก undrained compression shearing โดยมรายละเอยดของแตละขนตอนดงน 3.4.1 การเกบตวอยางดน

ตวอยางดนแบบคงสภาพถกเกบโดยกระบอกบางขนาดเสนผานศนยกลาง 7.5 ซม. และยาว 90 ซม. จากความลก 6-7 ม. โดยขดหลมเจาะแบบเจาะลาง เมอเอากระบอกบางออกมาจากหลมเจาะจะ seal ปลายทง 2 ดานดวย paraffin wax ทนทเพอปองกนการสญเสยความชนกอนการขนสงไปยงหองปฏบตการ ทหองปฏบตการตวอยางดนจะถกดนออกมาจากตวอยางและตดเปนชนๆมความยาว 12 ซม. แลวเคลอบดวย paraffin wax ทนท โดยจะใหความรอนกบ paraffin wax ทอณหภมเหนอจดหลอมละลายเลกนอยเพอปองกนไมให paraffin wax ถกความรอนมากเกนไปซงจะทาใหกรอบรวนซงจะเปนการสญเสยคณสมบตในการ seal โดยการเคลอบตวอยางดนทาโดยการจมตวอยางดนลงใน paraffin wax ทหลอมละลายอยางชาๆเพอไมใหเกดฟองอากาศหรอชองวาง หลงจากนนเกบตวอยางดนไวในหองควบคมความชนและอณหภม เมอ

Constant-rate-of-strain Ko consolidation

ไปท v,c’/v,max’ ตางๆ ระหวาง 1.5 และ 3.3

Undrained compression shearing

Page 45: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 3 แผนการดาเนนการ

3-4

ตองการทาการทดสอบจะ trim ตวอยางใหมขนาดเสนผานศนยกลาง 5 ซม. และสง 10 ซม. โดยใช hand operated soil lathe และ wire saw สวนของดนท trim ออกมาจะใชหาความชนเรมตนของตวอยางดน 3.4.2 การตดตงตวอยางดนและการ saturation

กอนการตดตงตวอยางดนจะทาการ flush ทอ pressure line ดวยนา de-aired water เพอทาใหระบบอมตวดวยนา ทาความสะอาด porous stone ดวย ultrasonic cleaner และแชในนากอนการใช ตดตงตวอยางบนฐานของ triaxial cell ทม porous stone และ filter paper ทอมตวดวยนา ตดตง filter paper strip กวาง 8.5 ซม . ตามแนวยาวรอบๆตวอยางดนเพอชวยในการ consolidation และ pore pressure equalization หลงจากนนครอบตวอยางดวย rubber membrane และ seal หวและทายดวย o-ring ขอบของ top cap และ base pedestal จะทาดวย silicone grease เพอปองกนการรวซมของนา หลงจากนนประกอบ Perspex cylinder และ top platen assembly กบฐานของ triaxial cell เตมนาใหเตม chamber ดวย de-aired water

ถงแมวาตวอยางดนอาจจะอมตวดวยนาแตกมความเปนไปไดทจะมฟองอากาศระหวาง rubber membrane และตวอยางดน และใน porous stone และ filter paper ดงนนจงมการใช back pressure ขนาด 200 kPa เพอทาใหตวอยางดนอมตวดวยนาอยางสมบรณ โดยทจะคอยๆเพม cell pressure และ back pressure ทละขนขนละ 25 kPa ระหวางการเพมความดนจะรกษาให cell pressure มคามากกวา back pressure เทากบคา initial effective stress ของตวอยางดน (15-18 kPa) เมอคา back pressure ถง 200 kPa ทงตวอยางดนไวอยางนอย 24 ชวโมง หลงจากนนทาการตรวจสอบ degree of saturation โดยวดคา Skempton’s pore pressure parameter B value ซงสาหรบตวอยางททดสอบจะใหคา B value มากกวา 0.98 ภายในระยะเวลา 1 นาท 3.4.3 การ consolidation

หลงจากกระบวนการ saturation ตวอยางดนจะถก consolidate ภายใตสภาพ Ko แบบ constant rate of strain Ko consolidation โดยการให axial strain rate ขนาด 0.01%/ชวโมง ซงชาเพยงพอทจะใหตวอยางระบายนาอยางสมบรณ ระหวางนจะมการปรบคา cell pressure เพอทาใหคา axial strain (อานจาก LVDT) มคาเทากบ volumetric strain (อานจาก volume change transducer) เนองจากสภาพดงกลาวคอสภาพ Ko โดยทาการ consolidation ไปยงคา v,c’ ทกาหนด 3.4.4 การ undrained compression shearing

เมอ consolidation สมบรณจะปด drainage line และเรมการ undrained compression shearing

โดยจะรกษา cell pressure (3) ใหคงทและเพม vertical load อยางชาๆแบบ strain controlled ดวยคา axial strain rate 0.15%/ชวโมง ทาการเฉอนจนกระทง axial strain ถงคา 20%

Page 46: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-1

บทท 4 ผลการทดลอง 4.1 ผลการทดสอบ consolidation

ขอมลผลการทดสอบ consolidation จากการทดสอบ triaxial ไดสรปในตารางท 4-1 ขอมล compression curve และ consolidation stress path ไดแสดงในรปท 4-1 และ 4-2 ตามลาดบ เนองจากตวอยางดนทงหมดททาการทดสอบมากจากความลกเดยวกนดงนนจงสามารถเปรยบเทยบคา maximum past pressure และพฤตกรรมการ consolidation ไดโดยตรง รปท 4-1 แสดงวา compression curve ทไดมความตรงกนอยางดยกเวนการทดสอบท CKoUC-2 และ CKoUC-4 โดยขอมลของ CKoUC-2 อยตากวาขอมลอนๆทาใหไดคา maximum past pressure ทตากวา สวนขอมล CKoUC-4 อยสงกวาขอมลอนๆทาใหไดคา maximum past pressure ทสงกวา

คา Ko ทไดมคาระหวา 0.62 และ 0.71 โดยทเสน Ko consolidation stress path มแนวโนมจะโคงลงซงหมายความวาเมอคา vertical consolidation stress เพมขนคา Ko มแนวโนมจะเพมขนซงเหนไดอยาง

ชดเจนจากขอมล CKoUC-5 ซงมคา v,c’ มากทสดเทากบ 300 kPa ผลการทดสอบใหคา Compression ratio (CR) และ Recompression ratio (RR) ทใกลเคยงกนโดยมอตราสวน RR/CR ระหวาง 0.035 และ 0.067 โดยคา RR/CR โดยทวไปจะอยระหวาง 0.1 และ 0.2 (Ladd, 1973) รปท 4-3 แสดงการเปลยนแปลง

ของคา Ko กบคา v,c’ ซงแสดงวา Ko มคาคงทในชวงแรกกอนจะมคาเพมขนเมอคา v,c’ เพมขน ตารางท 4-1 ผลการทดสอบ consolidation

การทดลอง

v,max’ (kPa)

v,c’ (kPa)

v,c’/v,max’ Ko CR RR RR/CR Stress range

(kPa) Average Stress

range (kPa) Average

CKoUC-1 105 153 1.46 0.64 110-150 0.279 30-70 0.016 0.057 CKoUC-2 86 202 2.35 0.63 100-200 0.338 25-60 0.017 0.050 CKoUC-3 105 200 1.91 0.62 105-200 0.365 30-60 0.016 0.044 CKoUC-4 116 258 2.23 0.66 115-200 0.299 40-100 0.020 0.067 CKoUC-5 90 307 3.41 0.71 100-300 0.372 20-60 0.013 0.035

Page 47: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-2

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 50 100 150 200 250 300

Deviator stress, q

 (kPa)

Mean effective stress, p' (kPa)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

10 100 1000

Axial strain (%)

Vertical effective stress, v' (kPa)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

0.5

0.6

0.6

0.7

0.7

0.8

0.8

0.9

0.9

1.0

1.0

10 100 1000

Kovalue

Effective vertical stress, v' (kPa)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

รปท 4-1 Compression curve

รปท 4-2 Consolidation stress path

รปท 4-3 การเปลยนแปลงของคา Ko กบคา v,c’

Page 48: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-3

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260

Deviator stress, q

 (kPa)

Mean effective stress, p' (kPa)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

4.2 ผลการทดสอบ undrained shearing

ตารางท 4-2 สรปผลการทดสอบ undrained shearing และกราฟ p’-q, q-a, u-a, และ

1’/3’-a แสดงในรปท 4-4 ถง 4-7 ตามลาดบ ทคา maximum deviator stress (qmax) มคา failure

axial strain (f) เฉลยอยท 2.7%, คา pore pressure parameter at failure (Af) เฉลยอยท 1.30, และคา

friction angle (’) เฉลยอยท 22.5 ตารางท 4-2 ผลการทดสอบ undrained shearing การทดลอง At peak

f (%) qf (kPa) pf’ (kPa) Af ’ () su (kPa) E50 (kPa)

CKoUC-1 3.6 84 84 1.40 25.4 41 7300 CKoUC-2 1.7 103 128 1.21 20.7 51 4600 CKoUC-3 2.0 108 122 1.11 22.6 54 5700 CKoUC-4 3.0 134 149 1.38 23.0 67 6600 CKoUC-5 3.2 140 170 1.65 21.2 70 3800

รปท 4-4 กราฟ p’-q

Page 49: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-4

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Deviator stress, q

 (kPa)

Axial strain, a (%)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

0

20

40

60

80

100

120

140

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Excess pore water pressure, 

u (kPa)

Axial strain, a (%)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

2.2

2.4

2.6

2.8

3.0

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Stress ratio, 

1'/ 3'

Axial strain, a (%)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

รปท 4-5 กราฟ q-a

รปท 4-6 กราฟ u-a

รปท 4-7 กราฟ 1’/3’-a

Page 50: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-5

4.3 พฤตกรรม normalization ของดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาพ normally consolidated เนองจากการทดสอบทงหมดกระทาท effective vertical consolidation stress ทแตกตางกนดงนน

จงทาการ normalize ผลการทดสอบดวยคา effective vertical consolidation stress (/v,c’) และสรปได

ดงตารางท 4-3 พลอต p’/v,c’-q/v,c’, q/v,c’-a, และ u/v,c’-a แสดงในรปท 4-8 ถง 4-10

ตามลาดบ จากรปท 4-8 จะเหนวา normalized stress path (p’/v,c’-q/v,c’) ทงหมดมลกษณะทวไป

ของ normally consolidated clay รปท 4-9 แสดง normalized stress-strain plot (q/v,c’-a) ซ งแสดงวาคา deviator stress เพมขนจนถงจดสงสดกอนจะลดลงเลกนอยเมอ axial strain เพมขน คา peak

normalized deviator stress (q/v,c’) เฉลยเทากบ 0.52 หรอคา normalized shear strength มคาเฉลย

เทากบ 0.26 โดยพบวามการเปลยนแปลงของคา su/v,c’ กบคา effective vertical consolidation stress

ร ป ท 4 -1 0 แ ส ด ง normalized excess pore pressure-strain plot (u/v,c’-a) ซ ง แ ส ด ง ว าค า

u/v,c’ เฉลยเทากบ 0.24 ท qmax คา normalized excess pore pressure เพมขนอยางรวดเรวในชวงตนและอตราการเพมขนลดลงทคา axial strain มาก จนกระทงมคาสงสดทคา strain มาก โดยพบวามการ

เปลยนแปลงของคา u/v,c’ กบคา effective vertical consolidation stress ตารางท 4-3 คณสมบต normalization ของดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาพ normally consolidated การทดลอง At peak

qf/v,c’ pf’/v,c’ su/v,c’ u/v,c’ E50/v,c’ CKoUC-1 0.55 0.55 0.27 0.28 48 CKoUC-2 0.51 0.63 0.25 0.16 23 CKoUC-3 0.55 0.62 0.27 0.19 29 CKoUC-4 0.52 0.58 0.26 0.25 26 CKoUC-5 0.47 0.57 0.23 0.30 13

Page 51: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-6

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Norm

alized

 deviator stress, q/p

o'

Axial strain, a (%)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Norm

alized

 Excess pore water 

pressere, u/p

o'

Axial strain, a (%)

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1

Norm

alized

 deviator stress, q/p

o'

Normalized mean effective stress, p'/po'

CKoUC‐1

CKoUC‐2

CKoUC‐3

CKoUC‐4

CKoUC‐5

รปท 4-8 พลอต p’/v,c’-q/v,c’

รปท 4-9 พลอต q/v,c’-a

รปท 4-10 พลอต u/v,c’-a

Page 52: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-7

รปท 4-11 ถง 4-16 สรปคณสมบตของดนทไดจากการทดสอบโดยแสดงในรปการเปลยนแปลงของคา

Ko, su/v,c’, u//v,c’, f, ’, และ E50/v,c’ กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’) โดยมรายละเอยดดงน

- Ko versus (v,c’/v,max’): รปท 4-11 แสดงวาคา Ko มคาคอนขางคงทกบคา (v,c’/v,max’) ระห วาง 1 .5 และ 2.0 หล งจาก นนค า Ko จะเพ มข น กบค า

(v,c’/v,max’) ทเพมขน

- su/v,c’ versus (v,c’/v,max’): ร ป ท 4 -12 แ ส ด ง ว า ค า su/v,c’ ม ค า ค อ ย ๆ ล ด ล ง ก บ ค า

(v,c’/v,max’) ทเพมขน

- u/v,c’ versus (v,c’/v,max’): รป ท 4 -13 แสด ง ว าค า u/v,c’ ม ค าค อน ข า งค งท ก บ ค า

(v,c’/v,max’) ระหวาง 1.5 และ 2.0 หลงจากนนคา u/v,c’ จะ

เพมขนกบคา (v,c’/v,max’) ทเพมขน

- f versus (v,c’/v,max’): รปท 4-14 แสดงวาคา f มคาคอนขางคงทกบคา (v,c’/v,max’) ททาการทดสอบ

- ’ versus (v,c’/v,max’): รปท 4-15 แสดงวาคา ’ มคาคอยๆลดลงกบคา (v,c’/v,max’) ทเพมขน

- E50/v,c’ versus (v,c’/v,max’): รปท 4-16 แสดงวาคา E50/v,c’ มคาลดลงกบคา (v,c’/v,max’) ทเพมขน

ผลการทดสอบแสดงวาคา Ko, su/v,c’, u/v,c’, ’, E50/v,c’ ขนอย กบคา (v,c’/v,max’)

ในขณะทคา f คอนขางไมขนกบคา (v,c’/v,max’) ดงนนเมอจะทาการทดสอบดนเหนยวออนกรงเทพฯในสภาพ normally consolidated จะตองเลอกคา consolidation stress ทเหมาะสม

Page 53: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-8

รปท 4-11 การเปลยนแปลงของคา Ko กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’)

รปท 4-12 การเปลยนแปลงของคา su/v,c’ กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’)

0.61

0.62

0.63

0.64

0.65

0.66

0.67

0.68

0.69

0.70

0.71

0.72

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

Kovalue

Consolidation stress ratio, v,c'/v,max'

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

Norm

alized

 undrained shear strength, s

u/

v,c'

Consolidation stress ratio, v,c'/v,max'

Page 54: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-9

รปท 4-13 การเปลยนแปลงของคา u//v,c’ กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’)

รปท 4-14 การเปลยนแปลงของคา f กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’)

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

Norm

alized excess pore pressure, 

u/

v,c'

Consolidation stress ratio, v,c'/v,max'

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

Axial strain at peak stress, f(%

)

Consolidation stress ratio, v,c'/v,max'

Page 55: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 4 ผลการทดลอง

4-10

รปท 4-15 การเปลยนแปลงของคา ’ กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’)

รปท 4-16 การเปลยนแปลงของคา E50/v,c’ กบคา consolidation stress ratio (v,c’/v,max’)

0

10

20

30

40

50

60

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

Norm

. undrained Young's modulus, E

50/

v,c'

Consolidation stress ratio, v,c'/v,max'

0

5

10

15

20

25

30

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

Friction angle, ' ()

Consolidation stress ratio, v,c'/v,max'

Page 56: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

บทท 5 สรปผลการทดลอง

5-1

บทท 5 สรปผลการทดลอง

งานวจยนศกษาคณสมบต normalization ของดนเหนยวออนกรงเทพฯทคา OCR = 1 โดยการทดสอบ triaxial แบบ CKoUC ทคา effective vertical consolidation stress ตางๆ ผลการทดสอบแสดงวาคา Ko,

su/v,c’, u/v,c’, ’, E50/v,c’ ขนอยกบคา (v,c’/v,max’) ในขณะทคา f คอนขางไมขนกบคา

(v,c’/v,max’) โดยเฉพาะจะเกดการเปลยนแปลงของคาบางคาอยางมากเมอคา (v,c’/v,max’) มากกวา 2.5 ดงนนหากตองการประยกตใชเทคนค SHANSEP กบดนเหนยวออนกรงเทพฯจะตอง consolidate ตวอยางดนไปทคา vertical consolidation stress ไมเกน 2.5 เทาของคา maximum past pressure

Page 57: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

เอกสารอางอง

R-1

เอกสารอางอง Arthur, J. R. F. (1972), “New techniques to measure new parameters”, Proc. Roscoe Memorial Symposium Baligh, M. M. (1985), “The strain path method”, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 111, No.

GT9, pp. 1108-1136 Baligh, M. M., Azzouz, A. S., and Chin, C. T. (1987), “Disturbance due to “ideal” tube sampling”, Journal of

Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 113, No. 7, pp. 739-757 Beere, T. (1981), “Triaxial testing at the Norwegian Geotechnical Institute”, NGI Publication, No. 134 Beere, T. and Bjerrum, L. (1973), “Shear strength of normally consolidated clays”, 8th ICSMFE, Moscow, Vol.

1.1, pp. 39-49 Bishop, A. W. and Bjerrum, L. (1960), “The relevance of the triaxial test to the solution of stability

problems”, Proc. ASCE Special Conference on Shear Strength of Cohesive Soils, Boulder, pp. 437-501 Bjerrum, L. (1971), “Recent research on the consolidation and shear behavior of normally consolidated

clay”, Norwegian Geotechnical Institute, Internal report #50302 Bjerrum, L. (1972), “Embankments on soft ground”, SOA report, Proc. ASCE Special Conference on

Performance of Earth and Earth-Supported Structures, Lafayette, Vol. 2, pp. 1-54 Bjerrum, L. (1973), “Problems of soil mechanics and construction on soft clays”, SOA report, Session 4, 8th

ICSMFE, Moscow, Vol. 3, pp. 109-159 Bjerrum, L. and Landva, A. (1966), “Direct simple shear tests on Norwegian quick clay”, Geotechnique, Vol.

16, No. 1, pp. 1-20 Bjerrum, L., Simons, N., and Torblaa, I. (1958), “The effect of time on shear strength of a soft marine clay”,

Proc. Brussels Conference on Earth Pressure Problems, Vol. 1, 148-158 Bozozuk, M. (1970), “Effect of sampling, size, and storage on test results for marine clay”, ASTM STP 483,

pp. 121-131 Casagrande, A. and Rutledge, P. C. (1947), “Cooperative triaxial shear research”, Waterways Experimental

Station, Vicksburg, MS. Casagrande, A. and Wilson, S. (1951), “Effect of rate of loading on strength of clays and shales at constant

water content”, Geotechnique, Vol. 2, No. 3, pp. 251-263 Crawford, C. B. (1959), “The influence of rate of strain on effective stresses in sensitive clay”, ASTM STP

254, pp. 36-48 Davis, E. H. and Poulos, H. G. (1967), “Laboratory investigations of the effects of sampling”, Civil

Engineering Transaction, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE9, No. 1, pp. 86-94 Duncan, J. M. and Seed, H. B. (1966), “Anisotropy and stress reorientation in clay”, Journal of Soil

Mechanics and Foundations Division, ASCE, No. SM5 Eden, W. J. (1970), “Panel discussion on “Sampling of sensitive clays”, ASTM STP 483, pp. 192-193 Folkes, D. J. and Crooks, J. H. A. (1985), “Effective stress path and yielding in soft clays below

embankments”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 22, pp. 357-374

Page 58: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

เอกสารอางอง

R-2

Hambly, E. C. (1969), “A new true triaxial apparatus”, Geotechnique, Vol. 19, No. 2, pp. 307-309 Hansen, J. B. and Gibson, R. E. (1948), “Undrained shear strength of anisotropically consolidated clays”,

Geotechnique, Vol. 1, No. 3, pp. 189-204 Henkel, D. J. (1960), “The shear strength of saturated remolded clays”, Proc. ASCE Special Conference on

Shear Strength of Cohesive Soils, Boulder, Colorado Henkel, D. J. and Wade, N. H. (1966), “Plane strain tests on a saturated remolded clay”, Journal of Soil

Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 92, No. SM6, pp. 67-80 Hvorslev, M. H. (1949), “Subsurface exploration and sampling of soils for civil engineering purposes”,

Waterways Experimental Station, Vicksburg, MS. Jamiolkowski, M., Ladd, C. C., Germaine, J. T., and Lancellotta, R. (1985), “New developments in field and

laboratory testing of soils”, 11th ICSMFE, San Francisco, Vol. 1, pp. 57-153 Kallstenius, T. (1958), “Mechanical disturbance in clay samples taken with piston sampler”, Proc. No. 16,

Swedish Geotechnical Institute, Stockholm Kallstenius, T. (1963), “Studies on clay samples taken with standard piston sampler”, Proc. No. 21, Swedish

Geotechnical Institute, Stockholm Kallstenius, T. (1971), “Secondary mechanical disturbance; effects in cohesive soil samples”, Proc. Special

Session on Quality in Soil Sampling, 4th Asian Regional Conference SMFE, Bangkok, pp. 30-39 Koutsoftas, D. C. and Ladd, C. C. (1964), “Design strength of an offshore clay”, Journal of Soil Mechanics

and Foundations Division, ASCE Kulhawy, F. H. and Mayne, P. W. (1990), Manual on Estimating Soil Properties for Foundation Design, Report

No. EL-6800, Electric Power Research Institute, Palo Alto, CA Lacasse, S., Beere, Y. and Lefebvre, G. (1985), “Block sampling of sensitive clays”, 11th ICSMFE, San

Francisco, Vol. 2, pp. 887-892 Lacasse, S. M., Ladd, C. C., and Baligh, M. M. (1978), “Evaluation of field vane, Dutch cone penetrometer,

and piezometer testing devices”, Research report, MIT Lacasse, S., Iversen, K., Sandboekken, G., and Morstad, P. (1984), “Radiography offshore to assess sample

quality”, NGI Report 56402-1 Ladd, C. C. (1964), “Stress-strain modulus of clay in undrained shear”, Journal of Soil Mechanics and

Foundation Division, ASCE, Vol. 90, No. SM5, pp. 103-132 Ladd, C. C. (1971), “Strength parameters and stress-strain behavior of saturated clays”, Report R71-23, Soils

Publication 278, MIT Ladd, C. C. and Foott, R. (1974), “New design procedure for stability of soft clays”, Journal of Geotechnical

Engineering Division, ASCE, No. GT7, pp. Ladd, C. C., Foott, R., Ishihara, K., Schlosser, F., and Poulos, H. G. (1977), “Stress-deformation and strength

characteristics”, SOA Report, 9th ICSMFE, Tokyo Ladd, C. C. and Lambe, T. W. (1964), “The strength of undisturbed clay determined from undrained tests”,

ASTM-NRC Symposium on Shear Testing of Soils, STP 361, Ottawa, Canada

Page 59: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

เอกสารอางอง

R-3

Ladd, C. C. and Lambe, T. W. (1968), “The strength of undisturbed clay determined from undrained tests”, ASTM STP 361, pp. 342-371

Lang, J. G. (1971), “Forces on an open-drive sampler in stiff clay”, Proc. Special Session on Quality in Soil Sampling, 4th Asian Regional Conference SMFE, Bangkok, pp. 21-29

La Rochelle, P. and Lefebvre, G. (1970), “Sampling disturbance in Champlain Clays”, ASTM STP 483, pp. 143-163

La Rochelle, P., Sarrailh, J., and Tavenas, F. A. (1976), “Effect of storage and reconsolidation on the properties of Champlain Clays”, ASTM Symposium on Soil Specimen Preparation for Laboratory Testing, STP 599, Montreal, Canada

La Rochelle, P., Sarrailh, J., Tavenas, F., Roy, M., and Leroueil, S. (1981), “Causes of sampling disturbance and design of a new sampler for sensitive soils”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 18, No. 1, pp. 52-66

Larsson, R. (1980), “Undrained shear strength in stability calculation of embankments and foundations on soft clays”, Canadian Geotechnical Journal, No. 4

Lefebvre, G. and Poulin, C. (1979), “A new method of sampling in sensitive clay”, Canadian Geotechnical Journal, No. 1

Leroueil, S. and Tavenas, F (1986), Discussion on “Effective stress paths and yielding in soft clays below embankments”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 23, No. 3, pp. 410-413

Leroueil, S., Tavenas, F., Mieussens, C., and Peignaud, M. (1978b), “Construction pore pressures in clay foundation under embankments. Part II: Generalized behavior”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 15, No. 1, pp. 66-82

Leroueil, S., Tavenas, F., Trak, B., La Rochelle, P., and Roy, M. (1978a), “Construction pore pressures in clay foundation under embankments. Part I: The Saint-Alban test fills”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 15, No. 1, pp. 54-65

Mesri, G. (1975), Discussion on “New design procedure for stability of soft clays”, Journal of Geotechnical Engineering Division, ASCE, No. GT4, pp. 409-412

Milovic, D. M. (1970), “Effect of sampling on some soil characteristics”, ASTM STP 483, pp. 164-179 Milovic, D. M. (1971), “Effect of sampling on some losses characteristics”, Proc. Special Session on Quality

in Soil Sampling, 4th Asian Regional Conference SMFE, Bangkok, pp. 17-20 Nelson, J. D., Brand, E. W., Moh, Z. E., and Mason, I. D. (1971), “The use of residual stress to define sample

quality”, Proc. Special Session on Quality of Soil Sampling, 4th Asian Regional Conference on SMFE, Bangkok, pp. 82-87

Noorany, I. and Seed, H. B. (1965), “In-situ strength characteristics of soft clays”, Journal of Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, No. SM2

Okumura, T. (1971), “The variation of mechanical properties of clay samples depending on its degree of disturbance”, Proc. Special Session on Quality of Soil Sampling, 4th Asian Regional Conference on SMFE, Bangkok, pp. 73-81

Page 60: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

เอกสารอางอง

R-4

Parry, R. G. H. (1960), “Triaxial compression and extension tests on remolded saturated clay”, Geotechnique, Vol. 10, No. 4, pp. 166-180

Raymond, G. P., Townsend, D. L., and Lojkacek, M. J. (1971), “The effect of sampling on the undrained soil properties of the Leda soil”, Canadian Geotechnical Journal, No. 4

Richardson, A. M. and Whitman, R. V. (1963), “Effect of strain-rate upon undrained shear resistance of a saturated remolded fat clay”, Geotechnique, Vol. 13, No. 4, pp. 310-324

Roscoe, K. H. (1970), “The influence of strains in soil mechanics”, Geotechnique, Vol. 20, No. 2, pp. 129-170

Sangrey, D. A. (1975), “Normalized design procedures in sensitive clays”, Journal of Geotechnical Engineering Division, ASCE, Vol. 101, No. GT11, pp. 1181-1187

Schjetne, K. (1971), “The measurement of pore pressure during sampling”, Proc. Special Session on Quality of Soil Sampling, 4th Asian Regional Conference on SMFE, Bangkok

Schmertmann, J. H. (1955), “The undisturbed consolidation of clay”, Trans. ASCE, Vol. 120 Schmertmann, J. H. (1956), Discussion on “Effect of sample disturbance on the strength of a clay”, Trans.

ASCE, Vol. 121, pp. 940-950 Seed, H. B., Noorany, I., and Smith, I. M. (1964), “Effects of sampling and disturbance on the strength of

soft clay”, Report TE-64-1, UCB Shibata, T. and Karube, D. (1965), “Influence of the variation of the intermediate principal stress on the

mechanical properties of normally consolidated clays”, 6th ICSMFE, Montreal, Vol. 1, pp. 359-363 Skempton, A. W. (1948), “Study of the geotechnical properties of some post-glacial clays”, Geotechnique,

No. 1 Skempton, A. W. and Sowa, V. A. (1963), “The behavior of saturated clays during sampling and testing”,

Geotechnique, No. 4 Tanaka, H. (2000), “Sample quality of cohesive soils: lessons from three sites, Ariake, Bothkennar, and

Drammen”, Soils and Foundations, Vol. 40, No. 4, pp. 57-74 Tanaka, H., Locat, J., Shibuya, S., Soon, T. T., and Shiwakoti, D. R. (2001), “Characterization of Singapore,

Bangkok and Ariake Clays”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 38, pp. 378-400 Tavenas, F. and Leroueil, S. (1980), “The behavior of embankments on clay foundations”, Canadian

Geotechnical Journal, No. 2 Taylor, D. W. (1955), “Review of research on shearing strength of clay, 1948-1953”, Waterways

Experimental Station Townsend, D. L., Sangrey, D. A., and Walker, L. K. (1969), “The brittle behavior of naturally cemented soils”,

7th ICSMFE, Mexico, Vol. 1, pp. 411-417 Trak, B., La Rochelle, P., Tavenas, F., Leroueil, S., and Roy, M. (1980), “A new approach to the stability

analysis of embankments on sensitive clays”, Canadian Geotechnical Journal, No. 4 Wroth, C. P. (1984), “The interpretation of in situ soil tests”, Geotechnique, Vol. 34, No. 4, pp 449-488

Page 61: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

ภาคผนวก ผลงานตพมพ

Page 62: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

INVESTIGATION OF FAILURE CRITERION ANDPLASTIC POTENTIAL OF BANGKOK CLAY INπ-PLANE BY TORSIONAL SHEAR HOLLOWCYLINDER APPARATUS

S. Yimsiria and W. Ratananikomb

Department of Civil Engineering, Burapha University, Thailand.E-mail: [email protected], [email protected]

This paper presents an experimental investigation on the failure criterion and plas-tic potential of Bangkok Clay in π-plane. The results of undrained torsional shearhollow cylinder test on undisturbed Bangkok Clay specimens with various principalstress directions and magnitudes of intermediate principal stress are presented.The obtained stress-strain behaviors show clear evidences of anisotropic charac-teristics of Bangkok Clay. Both failure criterion and plastic potential of BangkokClay in π-plane are found to be isotropic and of circular shape which implies aDrucker-Prager type and associated flow rule.

1. INTRODUCTION

Natural soils commonly have cross-anisotropic behavior due to their mode of depositionand in-situ stress condition. Therefore, the mechanical behavior of natural soils dependson changes in orientations and magnitudes of the principal stresses. The development ofadvanced constitutive models to formulate stress-strain characteristics needs to take theseeffects into account. An experimental study on deformation characteristics of BangkokClay under general stress condition is presented in this paper. The torsional shear hol-low cylinder (TSHC) tests are performed on undisturbed Bangkok Clay specimens underundrained condition with various principal stress directions and magnitudes of interme-diate principal stress. Despite its common field occurrence, very little research has beenconducted to study the response of Bangkok Clay under general stress condition. The lackof data for Bangkok Clay hinders the formulation of advanced constitutive model whichconsiders the effects of major principal stress direction and magnitude of intermediateprincipal stress into account.

2. EXPERIMENTAL PROCEDURES

The essential features of the TSHC system used in this study are shown in Figure 1. The hol-low cylindrical specimens have inner diameter, Di = 30 mm, outer diameter,Do = 70 mm, and height, H = 120 mm. Figure 2 shows three normal stresses σz (axial),σr (radial), σθ (circumferential), and one shear stress τθz components on the soil element

Advances in Geotechnical InfrastructureEdited by C. F. Leung, S. H. Goh & R. F. ShenCopyright © 2013 Geotechnical Society of Singapore (GeoSS). Published by Research Publishing.ISBN: 978-981-07-4948-4 :: doi:10.3850/978-981-07-4948-4 170 461

Page 63: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

462 Advances in Geotechnical Infrastructure

Figure 1. Torsional shear hollow cylinderapparatus.

Figure 2. Stresses and strains of TSHC speci-men [2].

together with its work-conjugate strain components εz, εr, εθ , and γzθ . These stresses canbe controlled by adjusting the torque (MT), the axial force (W), the outer cell pressure (po),and the inner cell pressure (pi). In this study, the average stress and strain componentson soil element are calculated according to Hight et al. [1]. The inclination of the majorprincipal stress with respect to the vertical direction (α) and the magnitude of the interme-diate principal stress which is usually represented in term of b parameter are defined inEqs. (1) and (2), respectively. The stress-nonuniformity across the wall of the TSHC speci-men would be expected in the vicinity of the corners (α = 0◦, b = 1) and (α = 90◦, b = 0)where the value of (po − pi) is high and with lesser degree in the regions where MT is high(i.e., in the vicinity of α = 45◦) [2, 3]. In the current TSHC program, there are 2 tests whichare likely to suffer from stress nonuniformity problem, i.e., A00B10 and A90B00.

α =12

tan−1(

2τθz

σz − σθ

)(1)

b =σ2 − σ3

σ1 − σ3(2)

By considering stress state in 3-D principal effective stress space, the stress invariantscan be expressed by Eqs. (3) to (5). The mean effective stress (p′) is related to distance fromorigin along the space diagonal of the current π-plane (OA) (see Figure 3(a)). In π-plane,the invariant of the stress deviator (J2) is measure of the current stress state from the spacediagonal (AN) (see Figure 3(b)). The Lode’s angle (θ) indicates the orientation of the stressstate within this plane.

p′ =σ′

1 + σ′2 + σ′

33

(3)

J2 =16

[(σ′

1 − σ′2)2 +

(σ′

2 − σ′3)2 +

(σ′

3 − σ′1)2

](4)

θ = arctan[(2b − 1)]√

3(5)

Page 64: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

Investigation of Failure Criterion and Plastic 463

22J

Figure 3. Generalized stress state: (a) principal stresses; (b) π-plane.

Table 1. Torsional shear hollow cylinder test program.

Test No. Depth (m) wn (%) eo p′o (kPa) α (◦) b

A00B00 14.5 20.2 0.54 105 0 0A00B05 13.5 22.2 0.59 100 0 0.5A00B10 13.5 25.3 0.67 100 0 1A90B00 11.5 53.4 1.42 85 90 0A90B05 10.0 79.3 2.10 65 90 0.5A90B10 7.5 55.6 1.47 45 90 1

p′o = isotropic mean stress, wn = natural water content.

3. EXPERIMENTAL PROGRAM

The undisturbed Bangkok Clay specimens are retrieved by piston sampler. The index prop-erties are approximately: Liquid Limit (LL) = 54−88%, Plastic Limit (PL) = 18−32%, andtotal unit weight (γ) = 17.0 kN/m3. The OCRs of all specimens are between 1.2–1.5. TheTSHC test program is shown in Table 1. All specimens are isotropically consolidated totheir in-situ mean effective stresses before undrained sheared at constant mean total stress(constant p).

4. STRESS-STRAIN BEHAVIORS

The summary of experimental results is shown in Table 2. Figure 4 presents stress-straincurves from TSHC in terms of normalized deviatoric stress (q/p′o) and deviatoric strain (εq),the definitions of which are shown in Eqs. (6) and (7), respectively. At any b, Bangkok Claytends to exhibit a softer response when the major principal stress becomes horizontal (αincreases) which is similar to TSHC data reported earlier [1, 4]. The value of b has relativelyless effects on the stress-strain curves which is similar to true triaxial (TTX) data reportedearlier [5, 6]. Detail results of TSHC test on Bangkok Clay can be found elsewhere [7].

q =√

3J2 =1√2

√(σ1 − σ2)2 + (σ2 − σ3)2 + (σ1 − σ3)2 (6)

εq =√

23

√(ε1 − ε2)2 + (ε2 − ε3)2 + (ε1 − ε3)2 (7)

Page 65: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

464 Advances in Geotechnical Infrastructure

Table 2. Summary of experimental results.

Test p′o (kPa) su (kPa) Δu f (kPa) φ′f (

◦) Mf

A00B00 105 79.6 −37 30.4 1.22A00B05 100 65 −12.5 45 1.22A00B10∗ 100 59.5 ↓ 2 ↓ 59 ↓ 1.33 ↓A90B00∗ 85 34.6 ↑ 3.5 ↑ 21.8 ↑ 0.85 ↑A90B05 65 34 12.8 45.9 1.24A90B10 45 19.5 16.8 45 1.14∗Tests subjected to severe stress-nonuniformity.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 2 4 6 8Deviatoric strain, q (%)

Nor

mal

ized

dev

iato

ric s

tres

s, q/p0'

A00B00

A90B00*

A90B10

A90B05

A00B10*

A00B05

Figure 4. Stress-strain curves at different αand b.

* Tests subjected to severe stress-nonuniformity.

*

*

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

0 0.5 1

Stress ratio, Mf

Fric

tion

angl

e, f'(

deg)

Intermediate principal stress parameter, b

Extended Tresca Drucker-PragerMohr Coulomb Matsuoka NakaiLade Duncan TSHC (phi)TSHC (M)

**

Figure 5. Variation of φ′f and Mf versus b

parameter.

5. FAILURE CRITERION AND PLASTIC POTENTIAL

Figure 5 shows the variations of φ′f and Mf with b parameter. The friction angle (φ’) and

stress ratio (M) are calculated as defined in Eqs. (8) and (9), respectively. The failure condi-tion is defined as points of peak deviatoric stress. The results show that φ′

f increases with bwhich are similar to data of other researchers [1, 4, 6, 8, 9], whereas Mf is relatively constantwith b.

φ′ = sin−1(

σ′1 − σ′

3σ′

1 + σ′3

)(8)

M =6 sin φ′√1 − b + b2

3 + (2b − 1) sin φ′ (9)

The prediction of φ′f and Mf by five commonly quoted failure criteria are also superim-

posed in these figures by fitting the model with the results of triaxial compression (seeTable 3). The results show that the variations of φ′

f and Mf can be best approximatedby the Drucker-Prager failure criterion. Furthermore, the failure conditions of BangkokClay are also presented in π-plane for a constant mean effective stress of p′ = 100 kPa inFigure 6. Figure 6 shows the failure points symmetrically about the vertical axis (σ′

z) dueto the hypothesis of cross-anisotropy. Again, it can be seen that the Drucker-Prager fail-ure criterion shows best fit to the experimental data. It is noted that the results of A90B00

Page 66: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

Investigation of Failure Criterion and Plastic 465

Table 3. Failure criteria.

Failure criteria Parameters

Mohr-Coulomb model c′ = 0Failure criterion: f =

√3J2 − M(θ)(p′ + c′ cot φ′) = 0, where M(θ) = 3 sin φ′√

3 cos θ+sin θ sin φ′ φ′ = 32◦

Extended Tresca model

Failure criterion: f =√

J2 cos θ − k = 0, where M(θ) =√

3kp′ cos θ k = 65 KPa

Drucker-Prager model c′ = 0

Failure criterion: f =√

3J2 − M(φ′)(p′ + c′ cot φ′) = 0, where M(φ′) = 6 sin φ′3−sin φ′ φ = 32◦

c′ = 0

Lade-Duncan model φ = 32◦Failure criterion: f =

√3J2 − M(θ)(p′ + c′ cot φ′) = 0 η = 27.40

where M(θ) are roots of: 2M(θ)3 sin 3θ + 9M(θ)2 − 10.67 = 0 m = 0.40

Matsuoka-Nakai modelFailure criterion: f =

√3J2 − M(θ)(p′ + c′ cot φ′) = 0 c′ = 0

where M(θ) are roots of: 24.25M(θ)3 sin 3θ + 82.11M(θ)2 − 84.32 = 0 φ′ = 32◦

Note: θ = Lode angle and φ′ = sin−1[

3M6√

1−b+b2−(2b−1)M

].

* Tests subjected to severe stress-nonuniformity.-120

-90

-60

-30

0

30

60

90

120

-120 -90 -60 -30 0 30 60 90 120

Extended TrescaDrucker-PragerMohr-CoulombMatsuoka NakaiLade DuncanTSHC

yx

*

*

Figure 6. Failure criterion on π-plane ofBangkok Clay.

(on σ′x- and σ′

y-axis) are smaller and do not fitthe proposed failure criterion well which maybe due to stress-nonuniformity. The Drucker-Prager failure criterion found for undisturbedBangkok Clay from this study is consistentwith the TTX data of similar soil reported ear-lier [8]. However, other studies on undisturbedclays report that their failure envelopes arerather similar to Lade-Duncan type and alsoshow anisotropic characteristics [9, 10].

Figure 6 also superimposes the plastic strainincrement vectors on the principal strain axes.The plastic strain increments are taken at εq ≈5% to avoid effects of strain non-uniformityand it assumes that the strains at this stage arefully plastic. The results show that the strainincrement vectors appear to be normal to theDrucker-Prager failure envelope. This indicates that the failure envelope and the plasticpotential are identical corresponding to an associated flow rule. This finding is consistentwith the data of similar soil reported earlier [8]. Other studies on undisturbed clays reportthat their plastic flow rules are both associative [10] and non-associative [9].

6. DISCUSSIONS AND CONCLUSIONS

This research presents the experimental study of undrained strength-deformation char-acteristics of Bangkok Clay under general stress state by TSHC apparatus. Both failure

Page 67: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

466 Advances in Geotechnical Infrastructure

criterion and plastic potential in π-plane of Bangkok Clay are found to be isotropic and ofcircular shape which implies associated flow rule. These results of Bangkok Clay are quiteunique comparing with those of other clays. It is noted; however, that the results from thisresearch provide a preliminary discussion on the behavior of Bangkok Clay under generalstress condition because only a limited set of b-values (= 0, 0.5, 1) and α-values (= 0, 90◦)are used in the tests. There may be questions about the accuracy of the derived curvedshapes of both failure criterion and plastic potential in π-plane. Nevertheless, this researchis among very few instances for Bangkok Clay where such combined loading response hasbeen systematically studied.

ACKNOWLEDGEMENTS

This research is partly supported by Faculty of Engineering, Burapha University(#10/2556). Dr. F. Fukuda and Dr. S. Likitlersuang provide assistance on laboratory workand data analysis.

REFERENCES

1. Hight, D. W., Gens, A. and Symes, M. J., “The development of a new hollow cylinder apparatusfor investigating the effects of principal stress rotation in soils”, Geotechnique, Vol. 33(4) (1983)pp. 355–383.

2. Zdravkovic, L. and Jardine, R. J., “Undrained anisotropy of Ko-consolidated silt”, CanadianGeotechnical Journal, Vol. 37(1) (2000), pp. 178–200.

3. Wijewickreme, D. and Vaid, Y. P., “Stress nonuniformities in hollow cylinder torsional speci-mens”, Geotechnical Testing Journal, Vol. 14(4) (1991), pp. 349–362.

4. Kumruzzaman, Md. and Yin, J. H., “Influence of principal stress direction and intermediate prin-cipal stress on the stress-strain-strength behaviour of completely decomposed granite”, CanadianGeotechnical Journal, Vol. 47(2) (2010), pp. 164–179.

5. Prashant, A. and Penumadu, D., “A laboratory study of normally consolidated kaolin clay”,Canadian Geotechnical Journal, Vol. 42(1) (2005), pp. 27–37.

6. Prashant, A. and Penumadu, S., “Effect of microfabric on mechanical behavior of kaolin clayusing cubical true triaxial testing”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,Vol. 133(4) (2007), pp. 433–444.

7. Yimsiri, S., Ratananikom, W., Fukuda, F. and Likitlersuang, S., “Influence of stress rotation andintermediate principal stress on undrained response of Bangkok Clay”, Proc. 14th ARC on SoilMechanics and Geotechnical Engineering, Hong Kong, China (2011).

8. Kuwano, J. and Bhattarai, B. N., “Deformation characteristics of Bangkok Clay under threedimensional stress conditions”, Geotecnical Engineering, Vol. 20(2) (1989), pp. 111–137.

9. Kirkgard, M. M. and Lade, P. V., “Anisotropic three-dimensional behavior of a normally consol-idated clay”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 30(5) (1993), pp. 848–858.

10. Callisto, L. and Calabresi, G., “Mechanical behavior of a natural soft clay”, Geotechnique,Vol. 48(4) (1998), pp. 495–513.

Page 68: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

INVESTIGATION OF FAILURE CRITERION ANDPLASTIC POTENTIAL OF BANGKOK CLAY INπ-PLANE BY TORSIONAL SHEAR HOLLOWCYLINDER APPARATUS

S. Yimsiria and W. Ratananikomb

Department of Civil Engineering, Burapha University, Thailand.E-mail: [email protected], [email protected]

This paper presents an experimental investigation on the failure criterion and plas-tic potential of Bangkok Clay in π-plane. The results of undrained torsional shearhollow cylinder test on undisturbed Bangkok Clay specimens with various principalstress directions and magnitudes of intermediate principal stress are presented.The obtained stress-strain behaviors show clear evidences of anisotropic charac-teristics of Bangkok Clay. Both failure criterion and plastic potential of BangkokClay in π-plane are found to be isotropic and of circular shape which implies aDrucker-Prager type and associated flow rule.

1. INTRODUCTION

Natural soils commonly have cross-anisotropic behavior due to their mode of depositionand in-situ stress condition. Therefore, the mechanical behavior of natural soils dependson changes in orientations and magnitudes of the principal stresses. The development ofadvanced constitutive models to formulate stress-strain characteristics needs to take theseeffects into account. An experimental study on deformation characteristics of BangkokClay under general stress condition is presented in this paper. The torsional shear hol-low cylinder (TSHC) tests are performed on undisturbed Bangkok Clay specimens underundrained condition with various principal stress directions and magnitudes of interme-diate principal stress. Despite its common field occurrence, very little research has beenconducted to study the response of Bangkok Clay under general stress condition. The lackof data for Bangkok Clay hinders the formulation of advanced constitutive model whichconsiders the effects of major principal stress direction and magnitude of intermediateprincipal stress into account.

2. EXPERIMENTAL PROCEDURES

The essential features of the TSHC system used in this study are shown in Figure 1. The hol-low cylindrical specimens have inner diameter, Di = 30 mm, outer diameter,Do = 70 mm, and height, H = 120 mm. Figure 2 shows three normal stresses σz (axial),σr (radial), σθ (circumferential), and one shear stress τθz components on the soil element

Advances in Geotechnical InfrastructureEdited by C. F. Leung, S. H. Goh & R. F. ShenCopyright © 2013 Geotechnical Society of Singapore (GeoSS). Published by Research Publishing.ISBN: 978-981-07-4948-4 :: doi:10.3850/978-981-07-4948-4 170 461

Page 69: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

462 Advances in Geotechnical Infrastructure

Figure 1. Torsional shear hollow cylinderapparatus.

Figure 2. Stresses and strains of TSHC speci-men [2].

together with its work-conjugate strain components εz, εr, εθ , and γzθ . These stresses canbe controlled by adjusting the torque (MT), the axial force (W), the outer cell pressure (po),and the inner cell pressure (pi). In this study, the average stress and strain componentson soil element are calculated according to Hight et al. [1]. The inclination of the majorprincipal stress with respect to the vertical direction (α) and the magnitude of the interme-diate principal stress which is usually represented in term of b parameter are defined inEqs. (1) and (2), respectively. The stress-nonuniformity across the wall of the TSHC speci-men would be expected in the vicinity of the corners (α = 0◦, b = 1) and (α = 90◦, b = 0)where the value of (po − pi) is high and with lesser degree in the regions where MT is high(i.e., in the vicinity of α = 45◦) [2, 3]. In the current TSHC program, there are 2 tests whichare likely to suffer from stress nonuniformity problem, i.e., A00B10 and A90B00.

α =12

tan−1(

2τθz

σz − σθ

)(1)

b =σ2 − σ3

σ1 − σ3(2)

By considering stress state in 3-D principal effective stress space, the stress invariantscan be expressed by Eqs. (3) to (5). The mean effective stress (p′) is related to distance fromorigin along the space diagonal of the current π-plane (OA) (see Figure 3(a)). In π-plane,the invariant of the stress deviator (J2) is measure of the current stress state from the spacediagonal (AN) (see Figure 3(b)). The Lode’s angle (θ) indicates the orientation of the stressstate within this plane.

p′ =σ′

1 + σ′2 + σ′

33

(3)

J2 =16

[(σ′

1 − σ′2)2 +

(σ′

2 − σ′3)2 +

(σ′

3 − σ′1)2

](4)

θ = arctan[(2b − 1)]√

3(5)

Page 70: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

Investigation of Failure Criterion and Plastic 463

22J

Figure 3. Generalized stress state: (a) principal stresses; (b) π-plane.

Table 1. Torsional shear hollow cylinder test program.

Test No. Depth (m) wn (%) eo p′o (kPa) α (◦) b

A00B00 14.5 20.2 0.54 105 0 0A00B05 13.5 22.2 0.59 100 0 0.5A00B10 13.5 25.3 0.67 100 0 1A90B00 11.5 53.4 1.42 85 90 0A90B05 10.0 79.3 2.10 65 90 0.5A90B10 7.5 55.6 1.47 45 90 1

p′o = isotropic mean stress, wn = natural water content.

3. EXPERIMENTAL PROGRAM

The undisturbed Bangkok Clay specimens are retrieved by piston sampler. The index prop-erties are approximately: Liquid Limit (LL) = 54−88%, Plastic Limit (PL) = 18−32%, andtotal unit weight (γ) = 17.0 kN/m3. The OCRs of all specimens are between 1.2–1.5. TheTSHC test program is shown in Table 1. All specimens are isotropically consolidated totheir in-situ mean effective stresses before undrained sheared at constant mean total stress(constant p).

4. STRESS-STRAIN BEHAVIORS

The summary of experimental results is shown in Table 2. Figure 4 presents stress-straincurves from TSHC in terms of normalized deviatoric stress (q/p′o) and deviatoric strain (εq),the definitions of which are shown in Eqs. (6) and (7), respectively. At any b, Bangkok Claytends to exhibit a softer response when the major principal stress becomes horizontal (αincreases) which is similar to TSHC data reported earlier [1, 4]. The value of b has relativelyless effects on the stress-strain curves which is similar to true triaxial (TTX) data reportedearlier [5, 6]. Detail results of TSHC test on Bangkok Clay can be found elsewhere [7].

q =√

3J2 =1√2

√(σ1 − σ2)2 + (σ2 − σ3)2 + (σ1 − σ3)2 (6)

εq =√

23

√(ε1 − ε2)2 + (ε2 − ε3)2 + (ε1 − ε3)2 (7)

Page 71: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

464 Advances in Geotechnical Infrastructure

Table 2. Summary of experimental results.

Test p′o (kPa) su (kPa) Δu f (kPa) φ′f (

◦) Mf

A00B00 105 79.6 −37 30.4 1.22A00B05 100 65 −12.5 45 1.22A00B10∗ 100 59.5 ↓ 2 ↓ 59 ↓ 1.33 ↓A90B00∗ 85 34.6 ↑ 3.5 ↑ 21.8 ↑ 0.85 ↑A90B05 65 34 12.8 45.9 1.24A90B10 45 19.5 16.8 45 1.14∗Tests subjected to severe stress-nonuniformity.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0 2 4 6 8Deviatoric strain, q (%)

Nor

mal

ized

dev

iato

ric s

tres

s, q/p0'

A00B00

A90B00*

A90B10

A90B05

A00B10*

A00B05

Figure 4. Stress-strain curves at different αand b.

* Tests subjected to severe stress-nonuniformity.

*

*

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

0 0.5 1

Stress ratio, Mf

Fric

tion

angl

e, f'(

deg)

Intermediate principal stress parameter, b

Extended Tresca Drucker-PragerMohr Coulomb Matsuoka NakaiLade Duncan TSHC (phi)TSHC (M)

**

Figure 5. Variation of φ′f and Mf versus b

parameter.

5. FAILURE CRITERION AND PLASTIC POTENTIAL

Figure 5 shows the variations of φ′f and Mf with b parameter. The friction angle (φ’) and

stress ratio (M) are calculated as defined in Eqs. (8) and (9), respectively. The failure condi-tion is defined as points of peak deviatoric stress. The results show that φ′

f increases with bwhich are similar to data of other researchers [1, 4, 6, 8, 9], whereas Mf is relatively constantwith b.

φ′ = sin−1(

σ′1 − σ′

3σ′

1 + σ′3

)(8)

M =6 sin φ′√1 − b + b2

3 + (2b − 1) sin φ′ (9)

The prediction of φ′f and Mf by five commonly quoted failure criteria are also superim-

posed in these figures by fitting the model with the results of triaxial compression (seeTable 3). The results show that the variations of φ′

f and Mf can be best approximatedby the Drucker-Prager failure criterion. Furthermore, the failure conditions of BangkokClay are also presented in π-plane for a constant mean effective stress of p′ = 100 kPa inFigure 6. Figure 6 shows the failure points symmetrically about the vertical axis (σ′

z) dueto the hypothesis of cross-anisotropy. Again, it can be seen that the Drucker-Prager fail-ure criterion shows best fit to the experimental data. It is noted that the results of A90B00

Page 72: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

Investigation of Failure Criterion and Plastic 465

Table 3. Failure criteria.

Failure criteria Parameters

Mohr-Coulomb model c′ = 0Failure criterion: f =

√3J2 − M(θ)(p′ + c′ cot φ′) = 0, where M(θ) = 3 sin φ′√

3 cos θ+sin θ sin φ′ φ′ = 32◦

Extended Tresca model

Failure criterion: f =√

J2 cos θ − k = 0, where M(θ) =√

3kp′ cos θ k = 65 KPa

Drucker-Prager model c′ = 0

Failure criterion: f =√

3J2 − M(φ′)(p′ + c′ cot φ′) = 0, where M(φ′) = 6 sin φ′3−sin φ′ φ = 32◦

c′ = 0

Lade-Duncan model φ = 32◦Failure criterion: f =

√3J2 − M(θ)(p′ + c′ cot φ′) = 0 η = 27.40

where M(θ) are roots of: 2M(θ)3 sin 3θ + 9M(θ)2 − 10.67 = 0 m = 0.40

Matsuoka-Nakai modelFailure criterion: f =

√3J2 − M(θ)(p′ + c′ cot φ′) = 0 c′ = 0

where M(θ) are roots of: 24.25M(θ)3 sin 3θ + 82.11M(θ)2 − 84.32 = 0 φ′ = 32◦

Note: θ = Lode angle and φ′ = sin−1[

3M6√

1−b+b2−(2b−1)M

].

* Tests subjected to severe stress-nonuniformity.-120

-90

-60

-30

0

30

60

90

120

-120 -90 -60 -30 0 30 60 90 120

Extended TrescaDrucker-PragerMohr-CoulombMatsuoka NakaiLade DuncanTSHC

yx

*

*

Figure 6. Failure criterion on π-plane ofBangkok Clay.

(on σ′x- and σ′

y-axis) are smaller and do not fitthe proposed failure criterion well which maybe due to stress-nonuniformity. The Drucker-Prager failure criterion found for undisturbedBangkok Clay from this study is consistentwith the TTX data of similar soil reported ear-lier [8]. However, other studies on undisturbedclays report that their failure envelopes arerather similar to Lade-Duncan type and alsoshow anisotropic characteristics [9, 10].

Figure 6 also superimposes the plastic strainincrement vectors on the principal strain axes.The plastic strain increments are taken at εq ≈5% to avoid effects of strain non-uniformityand it assumes that the strains at this stage arefully plastic. The results show that the strainincrement vectors appear to be normal to theDrucker-Prager failure envelope. This indicates that the failure envelope and the plasticpotential are identical corresponding to an associated flow rule. This finding is consistentwith the data of similar soil reported earlier [8]. Other studies on undisturbed clays reportthat their plastic flow rules are both associative [10] and non-associative [9].

6. DISCUSSIONS AND CONCLUSIONS

This research presents the experimental study of undrained strength-deformation char-acteristics of Bangkok Clay under general stress state by TSHC apparatus. Both failure

Page 73: รายงานวิจัยฉบับสมบูรณ์digital_collect.lib.buu.ac.th/dcms/files//2559_060.pdf · , สภาวะขอบเขต, อัตราการให้แรงเฉือน,

466 Advances in Geotechnical Infrastructure

criterion and plastic potential in π-plane of Bangkok Clay are found to be isotropic and ofcircular shape which implies associated flow rule. These results of Bangkok Clay are quiteunique comparing with those of other clays. It is noted; however, that the results from thisresearch provide a preliminary discussion on the behavior of Bangkok Clay under generalstress condition because only a limited set of b-values (= 0, 0.5, 1) and α-values (= 0, 90◦)are used in the tests. There may be questions about the accuracy of the derived curvedshapes of both failure criterion and plastic potential in π-plane. Nevertheless, this researchis among very few instances for Bangkok Clay where such combined loading response hasbeen systematically studied.

ACKNOWLEDGEMENTS

This research is partly supported by Faculty of Engineering, Burapha University(#10/2556). Dr. F. Fukuda and Dr. S. Likitlersuang provide assistance on laboratory workand data analysis.

REFERENCES

1. Hight, D. W., Gens, A. and Symes, M. J., “The development of a new hollow cylinder apparatusfor investigating the effects of principal stress rotation in soils”, Geotechnique, Vol. 33(4) (1983)pp. 355–383.

2. Zdravkovic, L. and Jardine, R. J., “Undrained anisotropy of Ko-consolidated silt”, CanadianGeotechnical Journal, Vol. 37(1) (2000), pp. 178–200.

3. Wijewickreme, D. and Vaid, Y. P., “Stress nonuniformities in hollow cylinder torsional speci-mens”, Geotechnical Testing Journal, Vol. 14(4) (1991), pp. 349–362.

4. Kumruzzaman, Md. and Yin, J. H., “Influence of principal stress direction and intermediate prin-cipal stress on the stress-strain-strength behaviour of completely decomposed granite”, CanadianGeotechnical Journal, Vol. 47(2) (2010), pp. 164–179.

5. Prashant, A. and Penumadu, D., “A laboratory study of normally consolidated kaolin clay”,Canadian Geotechnical Journal, Vol. 42(1) (2005), pp. 27–37.

6. Prashant, A. and Penumadu, S., “Effect of microfabric on mechanical behavior of kaolin clayusing cubical true triaxial testing”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,Vol. 133(4) (2007), pp. 433–444.

7. Yimsiri, S., Ratananikom, W., Fukuda, F. and Likitlersuang, S., “Influence of stress rotation andintermediate principal stress on undrained response of Bangkok Clay”, Proc. 14th ARC on SoilMechanics and Geotechnical Engineering, Hong Kong, China (2011).

8. Kuwano, J. and Bhattarai, B. N., “Deformation characteristics of Bangkok Clay under threedimensional stress conditions”, Geotecnical Engineering, Vol. 20(2) (1989), pp. 111–137.

9. Kirkgard, M. M. and Lade, P. V., “Anisotropic three-dimensional behavior of a normally consol-idated clay”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 30(5) (1993), pp. 848–858.

10. Callisto, L. and Calabresi, G., “Mechanical behavior of a natural soft clay”, Geotechnique,Vol. 48(4) (1998), pp. 495–513.