第四章：麥寮砂重模試體動態三軸試驗結果與討論
第五章：員林與高雄兩場址現地 CPTU 試驗，與高雄砂低擾動取樣試 驗結果。
第六章：結論與建議，針對本研究之試驗結果定下結論，並提出後續 研究方向之建議。
6 現地試驗
與低擾動取樣 麥寮砂重模試體
動態三軸試驗
麥寮砂CPT標定槽試驗
SCPTU Slow CPT Gel Push取樣
資料蒐集 員林砂試驗結果
重模試體CRR-qt
相關性
動 態 三 軸 試 驗 現地驗證
低擾動試體 CRR-qt相關性
建立台灣西南部粉土質細砂CRR-qt液化臨界曲線
圖1.1 研究架構流程圖
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第二章 研究背景
本章先就液化的定義、機制與現象作簡單之描述，並討論土壤液化潛 能評估之方法，接著討論回顧與整理前人有關細粒料含量對於砂土之影響 與麥寮砂相關特性之研究。
2.1 液化
液化（Liquefaction）最早是由 Terzaghi 於 1925 年所提出，主要是說明 砂土在不排水的狀態下，受到單向或反覆的擾動後，因為土壤體積變化與 孔隙水壓的累積而變成稠狀的現象；而最早的液化行為研究是 1920 年 Hazen 對於加州 Calaveras Dam 的破壞現象之研究。
2.1.1 液化之定義
根據1978 年美國 ASCE 大地工程土壤動力委員會對液化（Liquefaction）
與初始液化（Initial Liquefaction）的定義如下：
1、液化：當土壤在承受靜態或反覆荷重後，由於超額孔隙水壓使其有效應 力降低，進而造成持續變形，如液態之行為，稱為液化。
2、初始液化：當土壤在承受反覆荷重時，孔隙水壓等於圍壓時之狀態，稱 為初始液化或百分之百孔隙水壓比。
2.1.2 液化之機制
當地震發生時，震波中的剪力波傳至土壤，對其施以反覆剪動力，土
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壤在此反覆荷重下會有趨於緊密之排列，且欲將孔隙內之水份排出；由於 地震波之剪力波週期甚短，有時無法將土壤的孔隙水壓快速排除，導致土 壤顆粒間的應力由孔隙水承受，當孔隙水壓激發之速率大於孔隙水壓消散 之速率時，產生超額孔隙水壓，當超額孔隙水壓等於或接近有效應力時，
土壤顆粒於水中呈懸浮狀如液體一般，此時土壤之強度會降低且常伴有相 當大的變形，即為一般所謂之液化現象。
Ishihara（1985）提出砂土液化示意圖：圖 2.1a 為地震前飽和鬆砂之情 況；圖 2.1b 為地震力作用時飽和鬆砂產生超額孔隙水壓，當其值足以改變 原砂土結構時，砂土顆粒就會呈現懸浮狀；圖 2.1c 為地震力作用後，超額 孔隙水壓逐漸消散，在消散的過程中砂土的顆粒重新排列，使其較原結構 更為緊密，因而地表會有沉陷發生。
2.1.3 液化之現象
液化現象依其變形量大小又可分為流動液化(flow liquefaction)與反覆 流動(cyclic mobility)。：
1、流動液化：當土體受靜力或反覆作用力時，由於超額孔隙水壓的上升，
使其有效圍壓幾乎等於零，而造成土體在很低的殘餘強度下持續變 形；此種液化大多發生在高孔隙比狀態的土體或較大的圍壓所致，即 土體處於壓縮性的狀態下所發生。
2、反覆流動：當土體受反覆作用力，在產生百分之百的孔隙水壓時，只有 發生有限的變形，而且土體仍可承受一定程度的作用力；此種類型大 多發生在低孔隙比的狀態或反覆作用力較小時，即土體具有膨脹性。
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2.2 土壤液化潛能評估
目前工程上最常被用以評估土壤液化潛能之方法為 Seed and Idriss (1971) 所發展的簡易法（Simplified Procedure）。此一方法根據工址之最大 地表加速度來推估土壤所受到之動態剪應力，並利用現地試驗結果來推估 覆土應力之比值稱為反覆應力比（Cyclic Stress Ratio, CSR）。Seed and Idriss (1971) 對 CSR 與地震時所產生之地表最大加速度amax提出以下之關係：
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gd：應力折減係數 z：深度，以公尺計算
簡易法根據現地試驗結果，例如標準貫入試驗 (Standard Penetration Test, SPT) 、 圓 錐 貫 入 試 驗 (Cone Penetration Test, CPT) 、 剪 力 波 速 (Shear-Wave Velocity, Vs) 以及貝克錘貫入試驗 (Becker Penetration Test, BPT)等方法，配合現場土壤液化現象觀察所得之經驗關係來做為液化潛能 評估之基準。其中 SPT 及 CPT 目前已有大量的經驗資料值，所以被廣泛的 運用於土壤液化潛能評估；剪力波速量測具備快速性與方便性，可於短時 間內做大範圍的量測，而且為非破壞性量測，所以也經常被運用在土壤液 化潛能評估。BPT 用於大顆粒土壤 (如卵石層或礫石層) 之液化潛能評估，
為抵銷顆粒尺寸之影響，所提出之大型動態貫入試驗之觀念。以上四種不 同試驗方法之主要優缺點比較如表2.1 所列。
2.2.2 現地取樣與室內試驗評估土壤液化潛能
此法於現地取得非擾動砂土試體然後進行動態三軸試驗，結合現地施 作之 SPT 或 CPT 試驗結果，評估土壤液化潛能。
Ishihara (1985) 於現地實施 CPT 試驗，並取得現地乾淨砂（FC≦10%）
送回實驗室進行重模試體動態三軸試驗。將現地 CPT 試驗所得qc1，結合室 內體動態三軸試驗所得之反覆阻抗比CRR 決定乾淨砂的液化臨界曲線，但 其方法只有乾淨砂，並未包括含細料砂土的臨界曲線，而且CRR 的決定並 不是以非擾動試體的動態三軸試驗，而是使用重模試體進行試驗所得。除 此之外，並無現地是否產生液化現象的觀察紀錄做為相互的比較或對照。
Yoshimi et al. (1994) 曾以現地冰凍法在日本境內 6 處工址成功取得乾
11 的乾淨砂液化臨界曲線相當吻合 Tokimatsu and Yoshimi (1983) 以簡易法所 記錄是否發生液化的許多案例，同時也指出高密度的緊砂，冰凍試體的CRR 值高於薄管試體；反之，低密度的鬆砂，冰凍試體的 CRR 值低於薄管試體。
由於室內試驗情況與現地存有差異，再者現地土層之實際應力狀況十 分複雜，為使室內試驗能模擬現地情況需進行修正，室內動態三軸試驗反 覆阻抗比CRR 之修正方式，依 Pyke et al. (1975) 的研究，認為地震的產生 來自多方向，比實驗室單方向的反覆式單剪試驗（cyclic simple shear tests）
或反覆式動態三軸試驗（cyclic triaxial tests） 較易激發超額孔隙水壓，加
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Castro (1975)、Seed (1979) 等人所分別提出的經驗公式，可估算其反覆阻抗 比修正係數 Cr，其結果如表2.2 所示。本研究採用 Castro (1975)所提出之結
Robertson and Campanella (1985) 依據 Seed et al. (1984) 所得的現地大 量 SPT 試驗值，以土壤顆粒大小D50為基準換算 CPT 之錐尖阻抗值qc，以
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Shibata and Teparaska (1988) 以 125 個現地液化及非液化案例，依歷次 地震規模大小計算其 CSR 值，而以土壤顆粒大小D50大於 0.25mm 為乾淨 砂，小於0.25mm 為細料砂土。依據砂土的顆粒大小，界定出乾淨砂及含細 料砂土之液化臨界曲線。
Stark and Olson (1995) 針對 180 個現場液化及非液化案例，並於現地施 作 CPT 再依公式(2.1)計算 CSR 值，繪製出土壤液化臨界曲線，其中乾淨砂
（FC<5﹪）有 45 個案例。Stark and Olson (1995)將現地土壤以顆粒大小D50 分為三類，繪製出含細料砂土之液化臨界曲線如圖2.2 所示。
乾淨砂（clean sand）0.25＜D50 (mm) ＜2.0，FC≦5%；
粉土質砂（silty sand）0.1＜D50≦0.25，5%＜FC＜35%；
粉土質砂至砂質粉土 (silty sand to sandy silt) D50＜0.1，FC≧35%。
Robertson and Wride (1998) 運用 CPT 試驗結果之正規化貫入阻抗 (normalized CPT penetration resistance, QT) 以及正規化摩擦比 (normalized friction ratio, Fr) ，提土壤型態指數(soil behavior type index) Ic來估算細料 含量，而
14 最後由式(2-13)或(2-14)計算出含細料砂土層的反覆阻抗比 CRR。
當(qc1N)cs< 50
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力比（CSR），如此可依公式(2-15)計算土層的抗液化安全係數，(2-15)式中 MSF 為地震規模放大因子（Magnitude Scaling Factor），由式(2-16)來決定。
若 FS<1，則表示土壤會產生液化；若 FS>1，則表示土壤不會因地震產生液 化現象。圖 2.3 顯示乾淨砂與不同細料砂土層Ic所界定出的 CRR 關係曲線。
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降法等四種方法所製作之試體有不同的抗液化強度，其中以濕震法強度最 高，其次依序為濕夯法及水中沉降法，而以氣落法強度最低。
Amini et al. (2000) 使用 Ottawa 20-30 砂混合低塑性細料製作各種不同 細料含量的均勻（Uniform）試體和分層（Layered）試體，並且以各種不同 有效圍壓進行動態三軸試驗，結果顯示兩種方法所製作的試體其抗液化強 度差別並不大，其中以濕夯法方式來代表均勻排列的試體，以水中沉降法 方式代表分層排列的試體。
Yamamuro and Wood（2004）曾以相同的 Nevada 砂、相同的細粒料含 量 20%以及相同的孔隙比來施作試驗，發現水中沉降法製做之試體呈現膨 脹性行為，故不容易液化；反之，以乾置法製做之試體則呈現壓縮性行為，
容易產生液化行為。
2.4.2 細料含量對砂土抗液化強度的影響
在過去室內液化研究中，大多專注於乾淨砂方面，然而自然界的砂土 大多具有細粒料；根據現地液化研究指出（Seed et al., 1983；Seed, 1987；
Seed and Harder, 1990），具有細粒料的砂土其液化行為與乾淨砂略有不同，
因此近年來許多學者針對於具有細粒料的砂土做了研究，關於抗液化強度 其細粒料含量的影響結論不盡相同，主要以下三種之結論，整理如表 2.3 所 示。
造成細粒料含量影響結論的不同之因素整理如下：
1、砂土粗細顆粒大小：主要以砂土顆粒構造的觀點來探討，假設 D 為 粗顆粒直徑，d 為細顆粒直徑，一般來說在細粒料含量低時，D/d 比值越大，
代表細粒料越容易在粗顆粒構成的孔隙中滾動，則試體結構較為鬆散；相
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反的在細粒料含量高時，試體行為由細粒料控制。 Thevanayagam（1998）
指出 D/d 約大於 6.5 倍時，細顆粒才能夠自由地在粗顆粒構成的孔隙中滾 動；若細顆粒於低細粒料含量中，能夠輕易滾動，則砂土的強度會有明顯 的降低。
2、細粒料之塑性指數 PI 值：一般而言，當細粒料的 PI 值越大時，其 抗液化強度也會越大，含細粒料砂土在強度或壓縮性等行為上，隨著細粒 料的含量增加而呈現U 字型的趨勢，細粒料的 PI 值也會影響 U 字型的轉折 點；在 Thevanayagam（2000）提到非塑性（non-plastic）的細粒料，其轉折 點約在細粒料含量 20%~30%之間，具塑性的細粒料之砂土轉折點則約在細 粒料含量20%內。
3、砂土礦物成分：細粒料的礦物成分影響 PI 值，若具有黏土礦物，
則其 PI 值較大；具有石英礦物的砂土，其壓縮性低於具有雲母等軟弱礦物 之砂土，其強度高於具有雲母等軟弱礦物之砂土。
則其 PI 值較大；具有石英礦物的砂土，其壓縮性低於具有雲母等軟弱礦物 之砂土，其強度高於具有雲母等軟弱礦物之砂土。