第二章 研究背景
2.4 細粒料含量之影響
2.4.3 分析方法
一般來說孔隙比 e 與相對密度是用來分析砂土力學行為的重要 指標數據。由於利用孔隙比或相對密度來分析不同細粒料含量之粉土 細砂力學行為，其結果不盡相同，因此，學者們以砂土顆粒結構之觀 點，進而提出不同之指標數據，期盼能夠更了解不同細粒料含量對於 粉土細砂力學行為之影響。以下為目前主要分析方法之介紹：
1. 以相對密度來分析：分析乾淨砂的液化行為，常用相對密度 來作為主要之指標數據。然而，在分析粉土細砂不同細粒料 含量的影響上，若以相同之相對密度為指標分析，會有不同 之結論。Ishihara（1993）曾提到，如果細粒料含量超過50%
後，相對密度不是一個適用的指標。因此，在分析粉土細砂 細粒料含量的影響，仍然需要考慮相對密度以外的指標數
2. 以e（global void ratio）來分析：一般也常用e 為指標數值來 據。根據Polito（1999）指出skeleton void ratio為粉土細砂 中，將細粒料所佔的體積去除，而留下粗顆粒的體積與孔隙
積也當作是孔隙，並且假設粗、細顆粒的比重相近，定義 est
（intergranular void ratio）如下列公式 2-2所示。
( )
( )
2.5 試體製作方式之影響 2.5.1 三軸試體製作方式
在三軸試驗中，由於現地不擾動砂土取樣相當困難，因此，試驗 室內重模砂土試體製作方式就顯得格外重要。不同的製作方式，有其 優缺點，必須依照砂土的特性、儀器的種類或模擬現地土樣的狀態條 件等，來選擇試體的準備方式。根據Ishihara（1993）和Tatsuoka et al.
（1986），可以整理出試體的製作方式如下：
1. 乾置法（dry deposition）和氣落法（air pluviation）：乾置法 是將乾的砂土至於漏斗內，等速拉起漏斗將砂土落至模內，
並且注意漏斗底部與砂層頂部接觸，敲擊模具外圍，以得到 所要求之緊密度；接著用 10~20kPa 真空吸力使試體保持自 立，通入二氧化碳後進行 Flush，然後加壓飽和。另 Flush與 加壓飽和時，需加以注意與紀錄體積之變化，以求得試體真 正的初始緊密度（壓密前）。氣落法和乾置法不同處，在於 漏斗底度與砂層頂部保持著某一定高度，高度的大小取決於 要求之緊密度。
2. 濕夯法（wet tamping）和濕震法（wet vibration）：濕夯法是 將砂土事先混合除氣水，使其含水量約 8%，然後分層將砂
身能夠自立，通入二氧化碳後進行flush，然後加壓飽和，flush 與加壓飽和時，需加以注意與紀錄體積之變化，以求得試體 真正的初始緊密度（壓密前）。濕震法與濕夯法最大不同處，
在於夯實試體的方式，濕震法不是直接夯實試體，而是利用 試體本身的呆重與震動模具外圍的方式，以達到要求之緊密 度，其混合砂土的含水量可以比濕夯法大一些。
3. 水中沉降法（water sedimentation）和水中震動法（water
vibration）：水中沉降法是先將除氣水置於模具內，利用漏斗
將乾的砂土經由除氣水逐漸沉澱，每層視試體情況靜置
20min~24hr，等到水澄清為止，需注意漏斗底部與水面的距
離不應太大，保持約1~3mm，可利用鎚子在模具外面輕敲，
以達到要求之緊密度。水中震動法和水中沉降法最大不同 處，在於水中震動法不分層製作試體，一次性將土樣置入除 氣水中，避免粗細顆粒的分離，利用木槌在模具外輕敲，以 達到要求之緊密度。
表2-3 為上述六種試體製作方式之簡略比較。
2.5.2 不同試體製作之影響
由國外學者們的研究得知，不同的重模試體製作方式，其抗液化
並不完全相同所致。Tatsuoka et al.（1986）提到，由氣落法、濕夯法、
濕震法和水中震動法，四種方法所製作的試體有不同的抗液化強度，
其中以濕震法強度最高，而氣落法強度最低。Ishihara（1993）也提 到，不同的試體製作方式，即使有相同的相對密度，其抗液化強度也 會略有不同。
Amini et al.（2000）曾提出，均勻的（uniform）和分層的（layered） 試體的差異，對於抗液化強度而言，其差別並不大，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（2003）曾以相同的那華達砂（Nevada Sand）、相同 的細粒料含量20%以及相同的孔隙比來施作試驗，發現水中沉降法呈 現膨脹性行為，故不容易液化；反之，乾置法則呈現壓縮性行為，容 易產生液化行為。
2.6 CPT 液化潛能評估的發展
Robertson and Campanella（1985）；Seed and De Alba（1986）均 曾依據大量的現地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，以此qc值經覆土壓力 ′
0
σv =1 kg/cm2（≈100 kPa）正 規化（normalized）得出 qc1值，而提出砂土液化潛能評估之臨界曲線。
另外Shibata and Teparaksa（1988）運用125 個現地液化及非液
砂，小於0.25mm 為細料砂土，界定出土壤液化臨界曲線。
Stark and Olson（1995）針對180個現場液化及非液化案例，以 現地量測CPT 方法以及採用Seed and Idriss（1971）所提簡化地震剪 應力比（simplified seismic shear-stress ratio）繪製出土壤液化臨界曲 線，其中乾淨砂（FC<5﹪）有 45 個案例。將現地土壤以顆粒大小 D50分為三類，乾淨砂（clean sand）0.25＜D50（mm）＜2，FC＜5﹪；
粉土質砂（silty sand）0.1＜D50（mm）≦0.25，5﹪＜FC＜35﹪；粉 土質砂至砂質粉土（silty sand to sandy silt）D50（mm）＜0.1，FC＜ 35﹪，繪製出含細料砂土之液化臨界曲線如圖2-7所示。
上述液化潛能評估方法中，Robertson and Campanella（1985）及 Seed and De Alba（1986）採用SPT換算qc值，並不能真實反應出CPT 的qc值；Shibata and Teparaksa（1988）以土壤顆粒大小D50作為細料 含量的界定，無法明確顯示細料含量；而 Stark and Olson雖運用現地 180個案例的CPT 之qc值，然而仍以顆粒D50大小作為細料含量多寡 的依據，由圖2-7 可知在相同的剪應力比時，細料含量較多者其qc1N
較小，但砂土中含細料多寡，影響土壤液化潛能是否如圖2-7所示，
仍須進一步加以探討。
Finn et al.（1971）、Seed and Peacook（1971）與Castro（1975） 曾提出現地之CRR與試驗所得 CRR之修正，如公式2-6 所示。
(
CRR)
field =0.9Cr(
CRR)
test (2-6)其中，
Cr 作者
k0=0.4 k0=1.0
Finn et al. (1971) 0.7 1.0
Seed and Peacook (1971) 0.55~0.72 1.0
Castro (1975) 0.69 1.15
本研究採用 Castro 之理論，Cr =1.15，故(CRR)field與(CRR)test之 間的修正係數為1.035，其值非常接近於1，故本研究所得之(CRR)test
不修正。
2.7 剪力波速量測
土壤中剪力波速的傳送與接收室內試驗早期由美國德州大學
（University of Texas at Austin）所發展，乃利用剪力片（shear plate）
（Shirley, 1978）進行試驗，以石英或壓電水晶為主要元件，然而，
拜現代科技之賜，目前以壓電陶瓷材料所組成之剪力波元件（bender
element）逐漸取代剪力片，所以目前關於剪力波速室內量測方法多
採用一組剪力波元件進行剪力波速的量測；壓電陶瓷可分為串聯與並
能轉換為電能之功率是並聯的兩倍；反之，並聯時電能轉換為機械能 的功率是串聯的兩倍，故利用壓電陶瓷剪力波元素量測剪力波速時，
一端以函數產生器激發剪力波，另一端接收剪力波並由示波器上判斷 剪力波初達時間，便可推算剪力波速，如圖 2-8所示，詳細試驗方法 將於第三章中說明。
剪力波試驗結果如圖2-9 所示，由剪力波元件試驗資料判斷初達 時間並計算剪力波速；剪力波元件試驗中，波傳時間判定最為重要。
影響波傳時間之判定因素包含了剪力波激發能量、剪力波元件排列方 向及激發型式與頻率等，關於諸項因素之研究，國內外已有諸多研 究，將分述如下：
1. 剪力波元件排列方向
Dyvik and Madshus (1985) 指出剪力波元件發射端及接收端應平 行正對排列，接收端方能激發較大之應變振幅能量，使得輸出訊號較 大。
2. 激發能量之選擇
壓電陶瓷在製造的過程經過極化（poling）的步驟，極化電壓的 大小及方向便決定壓電材料之特性，因此Viggiani and Atkinson (1995) 指出土壤剪力波元件試驗所使用之激發電壓單一振幅不宜超過壓電 材料之極化電壓，一般而言，土壤剪力波試驗所使用之壓電材料極化
電壓以10 伏特為主，因此試驗時激發電壓不宜超過10伏特，否則將
Sanches-Salinero et al.（1986）等人發展出在無限域等彈性介質 中，由一點源產生橫斷面正弦波波形脈衝，在時間域引致一觀測點位
VS = 材料之剪力波速
當土壤試體較短即波傳距離d較小，激發頻率 f 小且試體的剪力 波速甚大時，即表示Rd因子較小時，接收波形在初達時，會在剪力波 未到達前有偏移的現象，波形的偏離即代表著位移方程式中第三項位 移分量以壓縮波（compression wave）的速度傳遞，因壓縮波速度大 於剪力波，因此會發生在剪力波之前，並且干擾實際剪力波波形，此 現象稱之為鄰域效應。
Rd影響因子，由圖 2-10分別以Rd=1.1 及Rd=8.1不同狀況下比較 可了解，當Rd較小時，鄰域效應相當明顯，而當Rd相對較大時，鄰 域效應的影響較小，因此可知在相同試體高度及相同激發頻率之下，
若試體的勁度越大，波速傳遞越快，鄰域效應的影響亦越大。
如圖2-11中，點 0至點 1之間初始軌跡會有偏離的現象（及解 釋臨域效應所造成），而後波型隨之上揚點才是剪力波到達時間，因 此常常造成到達時間的誤判。
發射波為方波時，方波波傳時間之判定，是由輸入示波器觸發頻 道之激發波形起始點與接收頻道接收波形反轉點之時間差，Abbiss
(1981) 認為剪力波到達的時間，應以接收波形之第一反折點為基
準，由於方波為正弦波與餘弦波不同頻率之組合，會使接收波形的反 轉點受到鄰域效應影響，即使採用高頻波，鄰域效應亦會一直存在。
若以正弦波為激發波形時，其波傳時間判斷，是由輸入示波器觸發頻 道之激發波形波峰與接收頻道接收波形波峰之時間差，較不容易受到 鄰域效應的影響。
基於上述的說明，因此本試驗以單一週期正弦波作為激發波形。
4. 激發頻率之選擇
Dyvik and Madshus (1985)提出剪力波激發頻率的改變會影響接 收波形之振幅大小，當剪力波元件激發頻率與土壤達到共振時，接收 波形會產生最大振幅，此時的激發頻率可視為最佳激發頻率，但因為 試驗土樣、試體條件狀況不同，故試驗時必須不斷的調整激發頻率，
Dyvik and Madshus (1985)提出剪力波激發頻率的改變會影響接 收波形之振幅大小，當剪力波元件激發頻率與土壤達到共振時，接收 波形會產生最大振幅，此時的激發頻率可視為最佳激發頻率，但因為 試驗土樣、試體條件狀況不同，故試驗時必須不斷的調整激發頻率，