大地分析

根據本計畫之初步規劃（為地下 1 層、地上 6 層之研究大樓），相關 之大地分析包括：液化潛能、基礎承載力及上浮力、基礎沉陷、開挖穩 定、邊坡穩定、開挖工法評估及監測系統建議等。另考量基地地層及地 下結構物恐受海水入侵影響，遂增加土壤及地下水化學分析。大地相關 及土壤及地下水化學性質之初步分析結果分述以下各節。

5.2.3.1 大地參數評估

大地工程分析採用之地層參數，係以本次鑽探調查之現場與試驗室 試驗結果為主，另參酌亞新公司過去於高雄地區累積之工程經驗及國內 外地工經驗公式而得。考量現地地下水位之變化，本次分析主要以地下 水位位於地表面下2 公尺，且隨深度呈靜態水壓分布進行。另考量基地 下之地層變化，大樓基礎將部分座落於岩層、部分座落於軟弱粘土層，

因此基礎承載力及上浮力、基礎沉陷及開挖穩定皆主要以鑽孔B-4 之地 層分布（以土層為主，即基地西側）進行分析；邊坡穩定則主要以鑽孔 B-1 之地層分布（即基地東側）進行分析。有關本基地大地分析用之簡化 地層及設計參數，詳表5.2-2。

5.2.3.2 液化潛能評估

本基地之液化潛能分析係根據美國國家地震工程研究中心（NCEER）

新修正之Seed 法（e.g., Youd et al., 2001），其分析流程圖詳圖 5.2-5。此 新修正之Seed 簡易經驗法其分析架構與先前的版本類似（e.g., Youd and Idriss, 1997），可利用 SPT-N 值與有效覆土應力、細粒料含量、地震規模 及地表水平加速度等因素，進行基地抗液化之評估；惟新修正之Seed 法 加入最近十年的液化資料，並修正細粒料含量因子對土層液化之影響。

依據亞新公司參與921 集集大地震彰化縣員林鎮「土壤液化評估與對策 研擬」之經驗（亞新工程顧問公司，2000），採用 SPT-N 值分析土層液化 潛能之評估方法中，以新修正之Seed 法與現地液化表徵分布最為一致。

根據上述方法所得之抗液化安全係數（FL），另再採用 Iwasaki et al.

（1982 and 1984）所提出之液化危害性指數（PL）分析法，探討基地區 內地盤液化潛能程度。進行液化潛能分析及評估時所採用之各項分析參 數分述如下：

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(1) 地震規模（Mw）

根據國家地震工程研究中心之「台灣地區高速鐵路地震及耐震設 計準則計劃」報告（國家地震工程研究中心，1992），以及國立台灣 大學地震工程研究中心之「高雄都會區捷運系統設計地震之研究」報 告（羅俊雄等，1993），高雄都會區之設計地震（地震回歸期為 475 年，50 年超越機率約 10%）規模介於 5.9 至 6.3 之間。為確保建物安 全，本基地之液化潛能分析係以設計地震規模6.3 為主。地震規模之 換算則是參考Idriss 於 1995 年 Seed Memorial Lecture 中所建議對於 地震規模修正因子（Magnitude Scaling Factor, MSF）與地震規模之關 係式（Youd et al., 2001），以進行換算。

(2) 地表水平加速度（amax）

地表水平加速度之決定係依據內政部所頒佈之「建築物耐震設計 規範及解說」（2005 年 3 月）規定。考量本基地位處高雄市鼓山區且 鑽探所得之土層平均SPT-N 值小於 15（即屬第三類地盤），其工址短 週期設計水平譜加速度係數（SDS）為 0.77。另考慮新建之國際研究 大樓屬第三類建築物，其用途係數(I)為 1.25，建物於設計地震（地震 回歸期為475 年，50 年超越機率約 10%）時之地表水平加速度 amax(=0.4SDSIg)為 0.385g。

(3) 液化危害性指數(PL)分析法 (Liquefaction Potential Index, Iwasaki et al., 1982 and 1984)

液化危害性指數（PL）之量化係以下列公式計算：

PL =

∫

PL：液化危害性指數。

z：地盤深度(m)，考慮深度範圍為 0~20 公尺。

F(z)：抗液化係數，表示成 1 - FL(z)，其值介於 0 與 1 之間；若 F(z) >

1，則 FL(z) = 0。

FL(z)：抗液化安全係數

W(z)：深度權重係數，W(z) = 10 - 0.5z。

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依據Iwasaki et al. (1982 and 1984)對日本地震案例之研究，建議以 PL 值將地盤可能液化之嚴重程度分為高度(PL≧15)、中度(5≦PL<15)、輕度 (0≦PL<5)、及無(PL=0)液化潛能四級，詳表 5.2-3。

在考量地震規模為6.3、地表水平加速度為 0.385g 且地下水位位於地 表下2 公尺時，僅有鑽孔 B-4 於基礎版底下之砂性土層，其抗液化安全 係數局部小於1.0，所對應之 PL 值小於 5.0，屬輕度液化潛能；其餘鑽孔 於基礎版底下僅存在粉質粘土、石灰岩及泥岩層，並無產生液化之可能 性。

5.2.3.3 基礎承載力及上浮力分析

基礎承載力及上浮力係主要依據鑽孔B-4之地層分布進行分析。初步 規劃本基地以地表高程EL.+3.22公尺為基準，所對應之開挖深度為5.4公尺 (即開挖底部高程EL.-2.18公尺)。依據目前之規劃資料，大樓各層載重分配 如下：地下1層之呆重為3.0t/m²；地上6層之呆重為9.0t/m²；地上層活載重 為每層0.5t/m²；兩層屋突之活載重為每層0.3t/m²；以及地下層活載重於蓄 水池範圍為1.8t/m2，其餘為0.5t/m²。初步假設載重均勻分布，則結構體於 蓄水池範圍之載重為17.4 t/m²，其餘範圍為16.1 t/m²。

由表5.2.2之分析用簡化地層參數得知，在假設地下水位位於地表下2 公尺之情況下，開挖面之有效覆土重為7.83t/m²，小於大樓載重，且在開挖 面底下仍存有厚約5公尺之粉質粘土層；初步研判基礎承載力將為此層所 控制，遂以此層進行承載力之檢核。

假設基礎底下皆為此粉質粘土層且考慮主結構體之長(L)為72公尺、寬 (B)為42公尺，依建築物基礎構造設計規範(2001年10月)，採安全係數(F.S.) 為3，則基礎之容許承載力(Qa)為12.11 t/m²，其值小於結構體基礎之載重 (16.1 t/m²)，初步建議施作樁基礎以解決開挖面下粉質粘土承載力不足之問 題。

另考量在地下水位位於地表下2公尺時，檢核上浮力可能對基礎造成 之影響。考量結構體基礎之載重為16.1 t/m²，尚大於基礎版底下之靜態水 壓(約4.0 t/m²)，初步研判結構體之靜載重便足以抵抗地下水上浮之影響。

唯於施工期間，對於未完成之基礎工程，須隨時注意突遇暴雨時之抗浮能 力。

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由於大樓基礎將同時承載於軟弱黏土層、泥岩及珊瑚礁岩上，除需考 慮局部承載力不足之問題外，應特別考量差異沉陷之問題，因此大樓基礎 建議採用樁基礎。有關樁基礎之分析說明如下，基樁垂直承載力係由土壤 性質與樁體材料強度兩方面決定，基樁所承受荷重不得大於由土壤性質推 估而得之容許承載力和樁體材料之容許強度。基樁分析時係參考建築物基 礎構造設計規範(2001)、Williams & Pells(1981)及Goodman(1980)等公式，

進行單樁垂直承載力分析，樁身摩擦力及樁尖承載力之安全係數，於常時 載重狀況均採用3。

另依據本次地質調查結果顯示，本基地於地表下6至20公尺間將遭遇 軟弱泥岩，其N值僅約10至48，單壓強度約15t/m²。而依大樓之載重資料計 算，每支樁之載重將達600噸，因此初步分析可採用直徑1.5公尺，長度約 20至30公尺之樁基礎，惟於細部設計時仍應依據進一步之補充調查，釐清 珊瑚礁岩及泥岩層之深度與分佈及其強度，以確認基樁之承載層及深度並 應一併考量群樁效應。

根據建築物基礎構造設計規範(2001)規定，本工程為供公眾使用之重 要建築，須以極限載重試驗，驗證基樁之承載能力。建議本工程於設計 前期即辦理基樁載重試驗，除可確認基樁工法之可行性，並可由試驗結 果推求基樁載重-變形關係及容許支承力作為設計依據。此外，因樁底沉 泥之處理，對於基樁承載力影響甚大，建議進行樁底灌漿以使端點支承 力得以發揮。

5.2.3.4 基礎沉陷分析

基礎沉陷分析係模擬地層於開挖後解壓導致回脹，而後考慮建物載 重後之地中應力增量所引致之基礎沉陷。於砂性土壤其沉陷通常以短時 間在施工過程中完成；而粘土層之沉陷則因土壤壓縮性及顆粒間之排水 速度，通常需要相當時間以完成其壓密沉陷。

考量本基地結構體之載重大於開挖所挖除之土重，基地因建物載重 所引致之沉陷將大部分來自於開挖面下粉質粘土層中之壓密沉陷，此現 象以基地西側最為明顯。依據建築物基礎構造設計規範(2001 年 10 月)，

並考量鑽孔B-4 之地層分布(簡化土層參數詳表 5.2.2)且假設開挖面下之 粉質粘土層為正常壓密狀態下，初步分析顯示，基地西側因結構體載重 所引致之壓密沉陷量約可達20 公分，惟於細部設計時仍需檢核建物在遭

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受外力(例如地震、風力)作用下，其相鄰柱位間引致之差異沉陷及角變 量，並採取必要之因應措施。此外若採用樁基礎，並承載於強度較高之 泥岩層上，則初步評估單樁之沉陷量應不致太大，但細設時應考量群樁 效應予以檢核之。

參考文獻：

(1) 中央地質調所(2003)，”都會區地下地質與工程環境調查 高雄都會區工程地質調 查研究(九十二年度)”，經濟部中央地質調查所報告第 92-14 號。

(2) 亞新工程顧問公司(1995)，“高雄捷運紅線北段壽山斷層調查”。

(3) 陳華玟、吳樂群、謝凱旋、何信昌(2001)，“五萬分之一台灣地質圖說明書 圖幅地 六十一號 高雄”，第二版，經濟部中央地質調查所，共 57 頁。

(4) 國家地震工程研究中心(1992)，“台灣地區高速鐵路地震及耐震設計準則計劃”。

羅俊雄等(1993)，“高雄都會區捷運系統設計地震之研究”，地震工程研究中 心，國立台灣大學。

內政部建築研究所(2001)，” 建築技術規則建築構造篇基礎構造設計規範(含 解說)”。

(7) Iwasaki, T., Arakawa, T., and Tokida, K. (1982), “Simplified Procedures for Assessing Soil Liquefaction During Earthquakes,” Proceedings, Conference on Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. II, Southampton, U.K., pp. 925-939.

(8) Iwasaki, T., Arakawa, T., and Tokida, K. (1984), “Simplified Procedures for Assessing Soil Liquefaction During Earthquakes,” Soil Dynamics and Earthquake Engineering, Vol. 3, No. 1, pp. 49-58.

(9) Youd, T.L. and Idriss, I.M. (eds.) (1997), NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soils, Proceedings, National Center for Earthquake Engineering Research, State University of New York at Buffalo, NY.

(10)Youd, T.L., Idriss, I.M., Andrus, R.D., Arango, I., Castro, G., Christian, J.T., Dobry, R., Liam Finn, W.D., Harder Jr., L.F., Hynes, M.E., Ishihara, M., Koester, J.P., Liao, S.S.C., Marcuson III, W.F., Martin, G.R., Mitchell, J.K., Moriwaki, Y., Power, M.S., Robertson, P.K., Seed, R.B., and Stokoe II, K.H. (2001), “Liquefaction Resistance of Soils:

Summary Report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF Workshops on Evaluations of Liquefaction Resistance of Soils,” Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol. 127, No. 10, pp. 817-833.

(11)Williams, A. F., and Pells, P. J. N. (1981). “Side resistance of rock sockets in sandstone, mudstone and shale”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 18, pp. 502-513.

(12)Goodman, R. E. (1980). “Introduction to Rock Mechanics”, Wiley, New York.

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5.2.3.5 邊坡穩定分析

本計畫開挖範圍之東側位於壽山山腳處，基地全面開挖時將可能因 坡腳挖除造成邊坡滑動，危及施工及建物安全，遂針對基地東南側之山 坡進行初步邊坡穩定分析。

依據本次鑽探結果所得之岩層深度分布及於石灰岩層中所取得之岩 樣多呈碎屑狀（詳鑽探紀實報告之岩心照片），在假設邊坡沿石灰岩及泥 岩界面滑動情況下，初步分析顯示，坡腳處需密打直徑1.5 公尺、長 14 公尺之排樁且於排樁上打設一排間距2 公尺、20 公尺長之 40 噸預力地錨 以確保邊坡穩定。惟於細部設計時，建議於山坡上進行補充地質鑽探以 了解地層及地下水分布，並根據實際開挖程序詳細分析施工各階段之邊 坡穩定，作為設計排樁及地錨之依據。

5.2.3.6 開挖穩定分析

本基地開挖之前，需先施作具有足夠強度及勁度之擋土結構，以承 受開挖時之側向壓力並防止過度之側向位移。擋土結構且須貫入開挖面 下足夠深度，以滿足擋土壁內外側之主被動土壓力平衡，並避免開挖背 面及底面土壤因自重及地表超載荷重作用，產生向開挖面內側擠進之塑 性流動破壞。此外依據工程初步規劃，基地西側於最終開挖面下方為低 透水性之軟弱粘性土層，因此擋土結構尚須檢核隆起及上舉破壞，以符 合開挖擋土整體穩定性之要求。本節所採用之分析方法及相關假設說明 如下：

(1) 根據建築物基礎構造設計規範（2001 年 10 月），假設最下層支撐位 置為鉸點，考量擋土壁內側被動土壓對最下層支撐點產生之彎矩，須 大於外側主動土壓對最下層支撐點產生彎矩之1.5 倍，依此計算所得 之最小貫入長度即為設計貫入深度。

(2) 假設最下層支撐位於最終開挖面上方 2.5 公尺。

(3) 假設施工期間地表之超載荷重為 1.5 t/m²。

(4) 有關地下水位及水壓之假設，於開挖區外側採用地下水位位於地表面 下2 公尺且呈靜態水壓分布，開挖區內則控制在開挖底面以下 0.5 公 尺。

(5) 側向土壓力之估算考慮牆摩擦之影響，假設擋土牆與土壤間之摩擦角