－ 249－

東海大学紀要工学部 Vol. , No. , 2012, pp. -

― 1 ―

正規・過圧密粘性土の非排水せん断強度に及ぼす載荷速度効果 柳澤 夏樹*1 小池 慶一*2 杉山 太宏*3

Influence of Strain Rate on Undrained Shear Strength of Overconsolidated and

Normally Consolidated Clay

by

Natsuki YANAGISAWA*1, Keiichi KOIKE*2 and Motohiro SUGIYAMA*3

(Received on Sep.29, 2012 and accepted on Dec.20, 2012 )

Abstract It is well known that the undrained stress-strain relation of saturated clays can be significantly affected by the applied rate of loading. This paper describes results from isotropic and anisotropic consolidated-undrained triaxtial compression tests on undisturbed and remolded clay under some testing conditions (range of applied strain rates, consolidation type, mode of shearing, and overconsolidation ratio, OCR). Isotropic and anisotropic consolidated specimens with three or four overconsolidation ratios were sheared under undrained condition at three or four axial strain rates. The results show that maximum deviator stress (undrained shear strength) increases remarkably with increase in the rate of loading under normally consolidated conditions, the increase ratio of deviator stress, however, decreases with the increase in the overconsolidation ratio. Based on these test results, the relation between undrained shear strength related to a strain rate effect and a coefficient of secondary compression and the physical property of the sample is compared and examined.

Keywords: Triaxial Compression Test, Strain Rate Effect, Undrained Shear Strength, Coefficient of Secondary

Compression

1. 緒 言

自然堆積土および軟岩の力学特性は，圧密降伏応

力を基準に正規圧密領域と過圧密領域に区分され

る．正規圧密された飽和粘性土は，顕著な載荷速度

依存性を示すことが知られており 1 )，関口・太田モ

デルをはじめとする多くの弾粘塑性モデルでは二

次圧密すなわち体積ひずみの時間依存性でこれを

説明している 2 ) - 4 )．これに対して過圧密試料は，一

般に弾性体で載荷速度効果は存在しないと仮定さ

れることが多いため，過圧密試料や擬似過圧密試料

に関する実験や研究は多くない 5 )．また，三軸試験

と現場の載荷速度は大きく異なるため，現場の載荷

速度に合わせた実験は実施不可能であるが，設計や

施工において速度効果をどのように考慮するのか，

現行試験法を採用し載荷速度効果を無視しても安

全側の結果が得られるかなどを明確にする必要が

ある．筆者らはこれまでに再構成した粘性土と珪藻

質軟岩に対して，非排水三軸圧縮試験によるせん断

速度依存性 (載荷速度効果 )を調べ，弾粘塑性モデル

による数値解析を行いその評価を試みている 6 ) , 7 )．

上述したように速度効果は標準圧密試験の二次

圧密係数を利用して再現するモデルが多いが，両者

の関連性を直接実験により調べた例は筆者らが調

べた限り見当たらない．また，粘性土の速度効果と

物理的性質に関する相関性の有無についても今の

ところ明らかではない． 本研究では，これまでに実施した実験結果 6 ) , 7 )に

*1 工学研究科土木工学専攻修士課程

*2 ヤマコ建設株式会社 .

*3 工学部土木工学科教授

Table1 Physical and mechanical properties of samples

Sample ρs ωL ωP Grading % pC p' g/cm3 % % sand silt clay kPa kPa

A 2.18 172.7 94.7 - - - - -

B 2.66 103.0 50.0 5 50 45 49 147

C 2.69 82.0 22.0 10 42 48 49 147

D 2.71 88.1 40.4 38 51 11 49 147

E 2.67 82.6 20.8 5 41 54 49 147

F 2.64 112.0 61.5 15 38 47 49 147

G 2.68 142.0 90.0 64 28 8 49 147

H 2.31 201.0 68.2 Li = 50 49 -

I 2.67 68.4 44.6 5 42 53 49 -

J 2.58 70.5 35.3 10 75 15 129 245

K 2.69 77.6 37.6 17 56 27 118 245

L 2.58 58.0 29.5 22 39 40 235 245,29

M 2.56 118.4 65.9 23 37 4 157 20

東海大学紀要工学部vol.52,No2,2012,pp.249-254

－ 250－

非排水三軸圧縮試験による正規・過圧密粘性土の載荷速度効果

― 2 ―

加え，不撹乱と再構成，粘土および軟岩のひずみ速

度依存性を非排水三軸圧縮試験により検討した 6 ) ,7 )．

特に過圧密土の非排水強度に及ぼす載荷速度効果

を正規圧密粘土と比較するとともに，二次圧密係数

ならびに物性値との関係について調べた結果をま

とめている．

2. 非排水三軸圧縮試験

2.1 試料 Table 1 は試料の物理的性質と圧密降伏応力 pc(再

構成試料では一次元での予圧密圧力 )と三軸圧縮試

験の圧密圧力 p’を示している．表中， Sample A は

珪藻質軟岩， Sample B～M は粘性土で，このうち

Sample J～M は不攪乱試料である． (1) 珪藻質軟岩

石川県珠洲市で採取した亀裂や不連続面の存在

しないブロックから，直径 5cm，高さ 10cm の供試

体を成形した．Table 1 の物性値は粉砕した細粒分

(420μm 以下 )から求めた． (2) 再構成及び不攪乱粘性土

千葉，埼玉，茨城，神奈川県の沖積地盤より採取

した 12 種類の粘性土 (Sample B～M)を使用した．実

験 B，C では液性限界以上の含水比で練り返した粘

性土を一次元圧密容器に詰め，所定の圧密圧力で 2週 間 予 圧 密 し ， 予 圧 密 終 了 後 の 粘 土 塊 か ら 高 さ

10cm，直径 5cm の供試体を作成した．実験 D では

不攪乱試料を使用した．いずれもバックプレッシャ

ーは 98.1kPa を載荷した．

2.2 実験方法 (1) 珪藻質軟岩 実験 -A6 )：吸水除荷による過圧密領域のひずみ速度

依存性を調べるために，圧密降伏応力 pc よりも大

きな平均圧密圧力 p=2.94MPa で 2 日間等方圧密 (OCR=1) し た 後 ， 1.47MPa(OCR=2) と 0.29MPa (OCR=10) ま で 吸 水 膨 張 さ せ た 試 料 に 対 し て ，

0.002%/min から 1.0%/min のひずみ速度でせん断し

た．また，異方応力状態 (p=1.74 MPa， η=0.75)で正

規圧密した後，OCR=2， 4 となるように除荷して，

ひずみ速度を変えせん断した． (2) 再構成及び不攪乱粘性土 実験 -B7 )：平均有効応力 147kPa で等方あるいは

K0(η=0.95)正規圧密された試料に対し，応力制御に

よ る 非 排 水 三 軸 圧 縮 試 験 を 行 っ た ． 載 荷 軸 荷 重

9.81kPa あるいは 19.62kPa を， 4 種類の時間間隔

（ 1,30,60,1440min）で載荷することにより，平均載

荷速度として 9.81kPa/min から 0.0136kPa/min とし

た．また，試験には Sample B～G を使用した． 実験 -C：平均有効応力 98.1kPa で等方正規圧密後，

所定の圧密圧力まで除荷して一日間吸水膨張した

後，過圧密比 OCR が 1，2，5 となるよう載荷して

圧密終了後非排水せん断した． 実験 -D：正規圧密試料は標準圧密試験で求めた圧密

降伏応力 pc 以上の圧力で等方圧密，過圧密試料で

は過圧密比を pc で定義（OCR=pc/p）して，OCR=8 と

1 2 3

1

2

3

0OCR=10 OCR=2

OCR=1

O.C.C ModelY.S.

ε(%/min) : 1 : 0.1 : 0.01 : 0.002

Criticalstate lineM=1.82

(a)

Dev

iato

r stre

ss q

(MPa

)

Mean effective stress p' (MPa)

5 10 15

1

2

0

OCR1 : 10 ε(%/min) : 1 : 0.1 : 0.01 : 0.002

Dev

iato

r stre

ss q

(MPa

)

Axial strain εa (%)

(b)

1 2

1

2

0

η=0.75

Criticalstate lineM=1.89

OCR=1

OCR=2

OCR=4

ε(%/min) : 2 : 0.1 : 0.002

(a)

Mean effective stress p' (MPa)D

evia

tor s

tress

q (M

Pa)

5 10 15

1

2

0

OCR1 : 4 ε(%/min) : 2.0 : 0.1 : 0.002

(b)

Axial strain εa (%)

Dev

iato

r stre

ss q

(MPa

)

10-3 10-2 10-1 1

1.5

2

2.5

Max

imum

dev

iato

r Stre

ss q

p (M

Pa)

Strain Rate ε (%/min)

Isotropically consol. OCR=1 OCR=2 OCR=10

Aniso. consol. : OCR=1 : OCR=2 : OCR=4

Sample A

γ

Fig.3 pq re lat ions6 )

Fig.1 qp and apq re lat ions(TEST-A)6 ) Fig.2 qp and apq re lat ions(TEST-A)6 )

正規・過圧密粘性土の非排水せん断強度に及ぼす載荷速度効果

－ 251－

柳澤夏樹 小池慶一 杉山太宏

― 3 ―

なる圧密圧力で等方圧密ののち非排水せん断を行

った．同一の深度で採取された不攪乱試料数の制限

から Sample L は OCR=1， 8 で，それ以外の三試料

は OCR=1 か 8 のみとした． 実験 C と D のひずみ速度は 0.1，0.01，0.002%/min

の三種類とした．試料の二次圧密係数を求めるため

に三軸試験と同じ圧密圧力σ v (=p’)で一次元圧密

試験を行い，二次圧密係数を求めた． 2.3 珪藻質軟岩の実験結果と考察 (1)等方正規・過圧密粘性土 (実験 A)6 )

Fig.1(a),(b)は，等方圧密試料に対する実験 A の結

果である．有効応力経路に与えるひずみ速度の影響

は，正規圧密試料が最も顕著で，せん断速度が遅い

ほど間隙水圧の発生量が大きく，有効応力経路は左

に位置し，最大軸差応力 qp は低下する．過圧密試

料では最大軸差応力 qp に達する間際までほぼ同経

路を辿っているが，最大軸差応力 qp は正規圧密試

料と同じくせん断速度によって異なることがわか

る． Fig.1 (a)の実線はオリジナルカムクレイモデル

(OCC モデル )の降伏曲面で，せん断速度 0.01%/min以下の正規圧密試料では，有効応力経路がこの降伏

曲面内に入っている．時間依存性を考慮すると OCCモ デ ル の 降 伏 曲 面 に は 問 題 が あ る と 言 え る ．

Fig.1(b)は OCR=1 と 10 の応力－ひずみ関係である．

両圧密条件ともに軸ひずみが 4%から 5%で最大軸

差応力 qp に到達し，その後は軟化している．この

傾向はせん断速度によらないことが観察される．ま

た，せん断速度による最大軸差応力 qp の差は，OCRが大きいと減少することも見てとれる． (2)異方正規・過圧密粘性土 (実験 A) 6 )

Fig. 2(a),(b)は異方圧密試料の結果である．初期応

力状態を異方圧密としても等方圧密試料の結果と

同じように正規圧密，過圧密で顕著なせん断速度依

存性が観察される．せん断時のひずみ速度と最大軸

差応力 qp の関係を等方・異方圧密で比較したのが

Fig.3 である．図から，過圧密比の増加とともに軸

ひずみ速度の増加に伴う最大軸差応力 qp の増加割

合 (勾配を強度増加係数γと定義する )は小さくな

るが OCR=10 でも速度効果は存在することや，異方

圧密試料では係数γが等方圧密よりもやや減少す

ることが確認される．

2.4 粘性土の実験結果と考察 (1)正規圧密粘性土 (実験 B) 7 )

Fig.4 は，等方ならびに K0正規圧密粘土 (Sample F)に対する応力制御で行った載荷速度の異なる非排

水せん断試験の有効応力経路である．等方正規圧密

の有効応力経路は，載荷速度が小さいほどせん断中

発揮される負のダイレイタンシーの時間依存性に

よって，小さな軸差応力で限界状態に到達しており，

良く知られたせん断挙動と類似の傾向を示してい

る 8 ) ,9 )．しかし， K0 正規圧密供試体では， 1 日間

の二次圧密期間中に発揮された負のダイレイタン

シーの影響のためか，載荷速度の違いによる最大軸

差応力 qp の差は小さい．最大軸差応力 qp とせん断

速度の関係を示したのが Fig.5 である．黒塗り記号

で示した K0 正規圧密粘性土では，載荷速度の増加

に伴う最大軸差応力の増加割合は等方正規圧密粘

土よりも減少している． Fig.6 は等方正規圧密後せん断した試料の最大軸

差応力 qp と載荷速度の関係を示している．最大軸

差応力は，載荷速度の対数に対して直線的に増加し8 )，その傾きγは試料により異なることがわかる． (2) 過圧密粘性土（実験 -C）

Fig.7 は， Sample I で実施したひずみ速度制御に

よる CU 試験の結果である．正規圧密（OCR=1）の

有効応力経路はひずみ速度による違いが顕著に表

れているが，最大軸差応力 qp の差は Fig.1 の珪藻質

軟岩ほど明確ではない．これに対して過圧密（OCR= 2,5）では，ひずみ速度による有効応力経路の差が

減少し，最大軸差応力 qp の差は正規圧密よりも減

少するがゼロではない．

50 100 150

100

200

0

CSL Loading rate (kPa/min)

: 9.81 : 0.981 : 0.163 : 1.36*10-2

Sample F

Mean effective stress p' (MPa)

Dev

iato

r stre

ss q

(kPa

)

K0L

10-2 10-1 1 1050

100

150

200

Sample F G

K=1K0

Loading rate dq/dt (kPa/min)

Max

imum

dev

iato

r stre

ss q

p (kP

a)

TEST-BN.C.clay

10-2 10-1 1 100

100

200

Sample : B : C : D : E : F : G

Loading rate dq/dt (kPa/min)

Max

imum

dev

iato

r stre

ss q

p (kP

a)

TEST-BN.C.clay

consolidated clay (TEST-B) consolidated clay (TEST-B)

Fig.4 Stress paths (TEST-B) Fig.5 pq relat ions for K0 and K=1 Fig.6 pq re lat ions for isotropically

柳澤夏樹・小池慶一・杉山太宏

－ 252－

非排水三軸圧縮試験による正規・過圧密粘性土の載荷速度効果

― 4 ―

Fig.8 は，Sample H，I のひずみ速度と最大軸差応

力 qp の関係を過圧密比毎にまとめたものである．

正規圧密および過圧密粘性土の最大軸差応力 qpは，

ひずみ速度の対数に対して直線的に増加すること，

過圧密比の増加に伴い係数γは減少し，減少率は試

料によって異なることがわかる． Fig.9 は過去に行った Sample F の等方ならびに

K0 正規および過圧密粘性土のひずみ速度と最大軸

差応力 qp を示したものである 7 )．白塗り記号で示

した等方過圧密粘性土の最大軸差応力 qp は，ひず

み速度の対数に対して直線的に増加するが， Fig.8の結果と同じく過圧密比の増加に伴いその割合は

減少している．一方，K0 圧密した黒塗り記号の最

大軸差応力 qp は，正規圧密，過圧密によらず 3 つ

のひずみ速度による最大軸差応力 q の差は小さい．

実地盤の応力状態に近い K0 圧密された Sample F の

非排水強度は，前節の珪藻質軟岩と較べてひずみ速

度の影響が小さいようである． (4)不攪乱試料 (実験 -D)

Fig.10 は Sample L の有効応力経路である．正規

圧密では，再構成試料の結果と同様ひずみ速度によ

って有効応力経路ならびに最大軸差応力が異なり，

顕著な載荷速度効果が観察される．一方，過圧密で

は各ひずみ速度でせん断初期の有効応力はほぼ同

じ経路を辿るが，OCR=8 と重過圧密状態であるに

もかかわらず最大軸差応力 qp の差がかなり大きく

明確に現れている．再構成試料では見られなかった

結果である． Fig.11 はひずみ速度と最大軸差応力 qp の関係で

ある． Sample L の傾きγを正規圧密と過圧密で比

較すると，OCR=8 であるにもかかわらず Fig.8 と

Fig.9 に示した再構成試料ほど大きくは低下しない

ことがわかる．これは実験 -A の珪藻質軟岩での実

験と似た結果であるが，この要因が何に起因するの

かは，物性の違いと併せて更に調べる必要がある．

3. 載荷速度効果の評価

前章では，非排水三軸圧縮試験による載荷速度効

果を有効応力経路と最大軸差応力 qp に着目して比

較した．この最大軸差応力に及ぼす載荷速度効果は

粘土骨格の粘性によるものと考えられるが，粘性の

程度を評価できる材料定数としては，一次元圧密試

20 40 60 80 100

50

100

0

OCR=1

OCR=5

Dev

iato

r stre

ss q

(kPa

)

Mean effective stress p' (kPa)

Sample IOCR=2

ε(%/min) : 0.1 : 0.01 : 0.002

CSL

10-3 10-2 10-1

40

60

80

100

120

140 , :OCR=1, :OCR=2, :OCR=5

Max

imum

dev

iato

r stre

ss q

p (kP

a)

Strain rate ε (%/min)

Sample H

Sample I

γ

100 200 300

100

200

300

0Mean effective stress p' (kPa)

Dev

iato

r stre

ss q

(kPa

) ε(%/min) : 0.1 : 0.01 : 0.002

Sample L

CSL

OCR=1OCR=810-3 10-2 10-1 10050

100

150

200

250

Strain rate ε (%/min)

Max

imum

dev

iato

r stre

ss q

p (kP

a)

Sample : J : K

: L : M

OCR=8

OCR=1

γ

10-2 10-1

150

200

250 K0 K=1 OCR 1 2 4 8

Max

imum

dev

iato

r stre

ss q

p (kP

a)

Strain rateε (%/min)

Sample F

Fig.10 Stress paths (TEST-D) Fig.11 pq re lat ions (TEST-D)

Fig.7 Stress paths (TEST-C) Fig.8 pq re lations (TEST-C) Fig .9 pq re lat ions7 )

正規・過圧密粘性土の非排水せん断強度に及ぼす載荷速度効果

－ 253－

柳澤夏樹 小池慶一 杉山太宏

― 5 ―

験の二次圧密係数以外には見当たらない．そこで本

章では，速度効果を数値解析で評価する際に多用さ

れる二次圧密係数との関係について実験 C と D の

結果をもとに検討する．また，既往の実験結果を含

む全 13 種の試料と強度増加係数γの相関性の有無

について検討する．

3.1 強度増加係数と二次圧密係数 非排水せん断時の載荷速度効果を表現する粘塑

性モデルには，排水条件の一次元圧密試験から求め

る二次圧密係数を利用するものが多い．弾粘塑性モ

デルとして広く知られている関口・太田モデルもそ

の一つで，このモデルを組み入れた弾粘塑性土 -水連成解析ソフト DACSAR1 0 )は，実務にも多用され

ている． Fig.12 と Fig.13 は DACSAR を利用して，

有効応力経路及び最大軸差応力 qp におよぼすひず

み速度と二次圧密係数の影響を計算した結果であ

る．計算では，正規圧密領域のみを対象に再構成試

料 I の土質定数を使用し，二次圧密係数を実測値の

2 倍，1 倍，0.1 倍させてその影響を比較した（ 0v も

変化）．両図から明らかなように，ひずみ速度と二

次圧密係数の大小によってせん断挙動は異なり，二

次圧密係数が大きいほど最大軸差応力 qp は低下す

るが，せん断速度の違いによる qp の差すなわち強

度増加係数γは増加する．各γの値は，図中に示し

たように αεC の比率とほぼ等しいことがわかる． 実験 C と D の結果として Fig.8 と Fig.11 に示した

強度増加係数γと一次元圧密試験から求めた二次

圧密係数 αεC の関係を調べたのが Fig.14 である．一

般に，過圧密粘土の二次圧密係数は正規圧密よりも

小さくなる．図中の再構成試料 H， I の二次圧密係

数 αεC は，そのとおり過圧密比の増加とともに小さ

くなり，強度増加係数γも直線的に減少している．

再構成試料では，過圧密による載荷速度効果の低下

と二次圧密係数の減少には相関性が認められる．し

かしながら，試料による違いが顕著である．不撹乱

試料では Sample L でのみ正規・過圧密両方で試験

を行った．二点のデータではあるが二次圧密係数

αεC の小さい過圧密試料の強度増加係数γは，正規

圧密よりも低下する．しかし，γの値は再構成試料

と比較して 5，6 倍大きく，これは Sample M(OCR=8)も同様である．不攪乱試料であることが理由なのか，

他の要因があるとすれば何なのかについては，追加

実験によって調べる必要がある． なお，図中の DACSAR の結果は，正規圧密土の

二次圧密係数を変化させた Fig.13 のγを表示した

Fig.12 Stress paths calculated by DACSAR Fig.13 pq re lat ions calculated Fig.14 γ - C relations

by DACSAR (TEST-C,D)

10-3 10-2 10-1

50

60

70

Max

imum

dev

iato

r stre

ss q

p (kP

a)

Strain rate ε (%/min)

C αε : 5.14*10-4

: 5.14*10-3

: 1.28*10-2

γ=0.62

γ=5.43

γ=9.19

10-3 10-20

5

10

15

20

25

Coefficient of Secondary Compaction C αε

γ

　 Sample: H , : K: I , : L: J , : M:

OCR=8OCR=1

OCR=2

OCR=5

DACSAR(I)

20 40 60 80 100

10

20

30

40

0

Cαεの 　ε 倍率 （%/min)

: 0.1 0.1 : 0.1 0.01 : 0.1 0.002

: 1 0.1 : 1 0.01 : 1 0.002

: 2 0.1 : 2 0.01 : 2 0.002 D

evia

tor s

tress

q (k

Pa)

Mean effective stress p' (kPa)

Calculateby DACSAR

Cαε=0.001978

M=1.1

0 20 40 60 80 10010-2

10-1

100

IP (%)

γ/p

'

K=1OCR : Srtain : Stress 1 : :

K=1OCR : Srtain : Stress 2 : :

0 20 40 60 80 10010-2

10-1

100

IP (%)

γ/p

'

0 20 40 60 80 10010-2

10-1

100

101

IP (%)

γ/p

'

K=1OCR : Srtain : Stress 4 : : 5 : : 8 : : 10 : :

(a)OCR=1 (b)OCR=2 (c)OCR≧ 4 Fig.15 IP -γ /p’ relat ions

柳澤夏樹・小池慶一・杉山太宏

－ 254－

非排水三軸圧縮試験による正規・過圧密粘性土の載荷速度効果

― 6 ―

ものである．

3.2 強度増加係数と物性値 強度増加係数γは，二次圧密係数の大小のみでは

決定できないことが Fig.14 より明らかとなった．

このような係数の推定には，他の土質定数や物性値

との関係を調べ定式化することがしばしば行われ

ている．例えば，二次圧密係数は圧縮係数 Cc との

相関性が高いことなどはよく知られている．そこで，

塑性指数 IP と強度増加係数γの関係を調べたのが

Fig.15 である．係数γは，圧密圧力 p’の影響を考慮

して p’で正規化した．過圧密比（ 1，2，4 以上）と

せん断方法の違い（ひずみ制御（ Strain），応力制御

（ Stress））に着目したが，今回の限られた実験から

は特筆できるような相関性は見出せなかった．この

点については，人工的に塑性指数 IP を調整した試

料を作成するなどして実験を追加し確認する必要

がある．

4. 結 言 本研究は珪藻質軟岩を含めた粘性土の非排水強

度に及ぼす載荷速度効果について，初期応力状態，

試料の状態ならびに載荷方法の異なる非排水三軸

圧縮試験に基づき検討を行った．得られた結果は以

下のようにまとめられる． (1) 等方圧密された珪藻質軟岩を含む粘性土の最

大軸差応力 (非排水強度 )は，せん断速度の影響

を強く受ける．一方，等方過圧密粘性土では，

過圧密比 OCR が高くなるほどこの影響は小さ

くなるが，OCR≧ 8 でも速度効果が確認された． (2) 等方応力状態よりも実地盤の応力状態に近い

異方応力状態の方が，せん断速度の影響が小さ

くなる．この要因として異方圧密時に発生した

負のダイレイタンシーの影響が挙げられる．

(3) ひずみ速度に対する最大軸差応力の変化率を

強度増加係数γとした．係数γは，試料および

過圧密比によって異なる． (4) 不攪乱試料の強度増加係数γは，再構成試料と

比較すると総じて大きく，特に過圧密状態では

5， 6 倍大きい． (5) 強度増加係数は二次圧密係数と相関性がある

ことが確認できたが，試料による違いが顕著で

あり，二次圧密係数の大きさだけでは強度増加

係数は決められないことを示した．

参考文献 1) 柴田徹：地盤の変形と破壊解析の問題点、第 29

回 土 木 学 会 学 術 講 演 会 研 究 討 論 会 資 料 、

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正規・過圧密粘性土の非排水せん断強度に及ぼす載荷速度効果