T 土壤
土壤
鐵塊
地工織物 土壤
土壤
(a)固定式 (b)自由式
圖7-15 直接剪力試驗結果示意圖(周南山等，1998)[33]
7.5.3 拉出試驗與直接剪力試驗之探討
由上述可知，拉出試驗與直接剪力試驗皆在於獲得土壤與加勁材之摩 擦角，因其試驗內容不同，故所獲得之摩擦角亦不相同。由陳榮河(1986)[41]
指出，直剪試驗所獲得之土壤與地工織物摩擦角會隨著正向應力值之增加 而增加，原因在於正向應力低時，織物表面之纖維仍是疏鬆的狀態，而當 砂顆粒嵌入地工織物表面纖維程度不深時，膨脹效應小，於是土壤與地工 織物摩擦角較小；而隨著正向應力值之增加，砂顆粒嵌入地工織物表面纖 維較多較密實，因而使得膨脹效應增加，土壤與地工織物間摩擦角亦較大；
而拉出試驗所獲得之土壤與地工織物摩擦角，則不隨著正向應力值增加而 增大，反而呈現一定值的狀態。其原因在於拉出試驗係將地工織物自砂體 中拉出，而地工織物於砂體中移動量夠大使砂顆粒旋轉，盡而使砂顆粒與 地工織物纖維排成一列，使得砂體與地工織物間之接觸面產生一平滑之滑 動面，由於此滑動面的形成，地工織物表面纖維之壓縮性對土壤與地工織 物摩擦角之影響性顯現不出來，故拉出試驗所獲得之土壤-地工織物摩擦角 為一定值。
而由拉出試驗加勁材受力方式與直剪試驗加勁材受力方式來比較，拉 出試驗時其加勁材受力方式為上下面皆受力(如圖 7-16a 所示)，而直接剪力 試驗時其加勁材受力方式則僅為上方受力(如圖 7-16b 所示)，故可得知拉出 試驗之力(P 值)不為直接剪力試驗之力(P 值)之兩倍。
圖7-16 拉出試驗(a)與直接剪力試驗(b)加勁材受力示意圖
7.6 宜大砂土加勁牆之模擬驗證
宜大砂土加勁牆之模擬，利用7.1 節所述之砂土加勁牆模擬時之參數，
以有限元素程式PLAXIS 進行模擬分析，其模擬時共用了 452 個元素，961 個結點數目，邊界條件假設為將加勁牆後方之水平位移固定，加勁牆底部 之垂直及水平位移固定，其地下水位則不列入考慮。經 PLAXIS 有限元素 程式模擬結果可知，砂土加勁牆之元素格網變位情形如圖7-17 所示，利用 摩擦角和凝聚力折減法，即可求得砂土加勁牆之潛在破壞面。因此砂土加 勁牆接近破壞時之變位，可由程式中色調強調圖得知(如圖 7-18 所示)。由 圖 7-18 中可知，破壞面之位置相當陡直，與現場監測之結果相符。若將砂 土加勁牆模擬結果之每層加勁材之應力利用PLAXIS 呈現如圖 7-19 所示，
則可明顯的看出每層加勁材所產生之應力分佈情形，亦可預測其潛在破壞 面約與地表呈60°，不單與理論之 45°+φ/2 相符，與第四章所述之監測結果 亦相當符合(見圖 4-5)。
圖 7-17 砂土加勁牆 FEM 模擬結果示意圖 土壤
地工織物 土壤
土壤
加勁格網 土壤
(a) (b)
P P
圖7-18 FEM 預測之砂土加勁牆潛在破壞面位置
圖7-19 模擬砂土加勁牆之 3 層加勁材應力分佈圖
7.7 宜大黏土加勁牆之模擬驗證
宜大黏土加勁牆之模擬，亦利用 7.1 節所述之黏土加勁牆模擬時之參 數，以有限元素程式 PLAXIS 進行模擬分析，其模擬之幾何模型配置與砂 土加勁牆相同，故模擬時亦用了 452 個元素，結點數目為 961 個，邊界條 件假設為將加勁牆後方之水平位移固定，加勁牆底部之垂直及水平位移固 定，而地下水位則不列入考慮。經 PLAXIS 有限元素程式模擬結果可知，
黏土加勁牆之元素格網變位情形如圖7-20 所示，而利用摩擦角和凝聚力折 減法，即可求得黏土加勁牆之潛在破壞面。因此黏土加勁牆接近破壞時之 變位，可由程式中色調強調圖得知(如圖 7-21 所示)。由圖 7-21 中可知，破 壞面之位置約為45°，而將黏土加勁牆模擬結果各層之加勁材應力量呈現如 圖 7-22 所示，可瞭解其各層之應力分佈情形，亦可明顯看出預測其潛在破 壞面約與地面呈45°，其不單與理論之 45°+φ/2 相符，亦與第四章所述之現 場監測結果完全相符(見圖 4-12 所示)。
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圖 7-20 黏土加勁牆 FEM 模擬結果示意圖
圖7-21 FEM 預測之黏土加勁牆潛在破壞面位置
圖7-22 模擬黏土加勁牆之 3 層加勁材應力分佈圖 45°