論文內容

本研究論文之內容如下：第一章為緒論，敘述本研究之動機與目的，以及對於研究 方法的簡述。第二章為文獻回顧，介紹都市更新中拆除舊大樓於原地建造新大樓之地下 室施工工法，深開挖施工所面臨的影響，介紹高壓噴射灌漿，及國內三個舊基礎重建案 例。第三章為帛詩華基礎重建案例之基地環境、基地位置、地質地質狀況、及施工監測 系統介紹。第四章說明 JSG 地盤改良與擋土壁加深施工，介紹本基礎拆除重建所使用的 地盤改良及擋土壁加深工法之相關施作內容。第五章說明破除及開挖與支撐工程，介紹 本工程於地盤改良完成後，實施破除舊有地下結構、架設水平支撐、加深開挖深度、及 構築新地下室樓版施工。第六章為監測結果與數值分析探討。第七章為結論及建議。

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2.2 舊建物改建前之調查與檢討

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1. 新設擋土壁的型式及位置

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如圖 2.4c 所示，隆起災害常發生在於開挖區周圍為軟弱黏土層，則可能因開挖

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(1)脈狀灌漿 (Intrusion grouting)

此方法適用於黏土層，如圖 2.5a 所示，脈狀灌漿又稱為劈裂灌漿，灌漿壓力稍 微高於滲透灌漿，漿液侵入土層內形成樹枝狀、脈狀之改良體，主要是用來增加滲 透性低的土壤之剪力強度及承載力。

(2)滲透灌漿 (Permeation grouting)

此工法適用於砂土層，如圖 2.5b 所示，在滲透灌漿過程中，漿液以低壓灌入 土層中，在不改變土壤顆粒排列方式的情況下，漿液填充顆粒間的縫隙。

(3)擠壓灌漿 (Compaction grouting)

如圖 2.5c 所示，美國土木工程師學會( ASCE 1980 )建議將坍度小於 1 英吋(25.4

土壤孔隙間，將空氣及水趕出土壤孔隙，固結土壤以達到止水、強化、及穩定地盤 的目的。

(2)高壓灌漿：

利用鑽桿末端鑽頭所噴射出之垂直方向水流，以向下鑽孔。在鑽桿緩緩向上旋 轉及提升的同時，在水平方向的噴嘴中噴出水泥漿、水、或空氣以形成堅硬不透水 的改良土( Soilcrete )柱體。其所形成的改良土之強度高、透水性低，故應用範圍甚 廣。灌漿壓力一般高於 19.62 MPa (200 kgf/cm²)(廖洪鈞，1994)。

2.6 高壓噴射灌漿工法

高壓噴射灌漿是本論文最重要的地盤改良工法，故特此進一步說明。依照切削地盤 方法、使用鑽桿種類及切削壓力，高壓噴射灌漿主要分為單管 CCP( Chemical Churning Pile )工法、二重管 JSG( Jumbo Special Grout )工法、二重管 SJM( Super Jet-Midi )工法、

及三重管 CJG(Colum Jet Grout)工法，如表 2.6 所示。以下對於高壓噴射灌漿工法原理、

施工步驟、工法種類及改良土特性分別進行介紹。

12 高壓(19.62 MPa)清水配合低壓(0.69 MPa)空氣施作水平方向噴射，以檢查鑽桿接頭 部分是否密接良好及漿液流動是否暢通。

5. 改良成樁、提桿清洗 19.62 MPa)水泥漿及外管的低壓(如 0.69 MPa)空氣經同心環狀噴嘴同時橫向噴射，

水泥漿外圍形成環狀空氣膜，使噴射範圍得以加大。

2. 三重管工法(如 CJG 工法)

如圖 2.9b 所示，利用超高壓(如 39.24 MPa)清水及低壓縮(如 0.69 MPa)空氣削割 土層後，以低壓(如 1.96~4.90 MPa)水泥漿液混合土壤，稱為三重管工法。此工法是 經由同心三重管，由鑽孔上端將高壓水、空氣同時橫向噴射以切削周圍土體，藉水

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2.7 國內基礎重建案例

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2.7.2 台北金融大樓重建案例

(GL.-14.4 m)之土層為粉土質黏土層(CL)。新設擋土連續壁深度為 GL. -37m。依序經 過之土層為粉土質黏土層(CL1)、細砂質粉土或粉土質細砂層(SM1)、及粉土質黏土

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本案預定最終開挖深度為 14.65 m，基礎工程施工皆於此土層中進行。

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基地改建工程保留四周舊擋土連續壁，及並增設 46 支長 22 m 之 H 型鋼預壘擋土樁(深

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基盤為第三紀( Tertiary Period )之褶皺沉積岩盤，岩盤頂部深度自台北盆地 西北向東北變淺，目前得知基盤最深處在五股地區，深度約為 680 公尺。

松山層分布自地表以下至景美層之上，是臺北盆地主要工程地質探討地層。 域的松山層，區分出六個砂、泥交互出現的次層(Sublayer)，如圖 3.8 所示。由下而 上奇數(1、3、5)次層為砂層偶夾礫石，側向連續性不佳，遠離主河道之盆地邊緣，

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第一層(CL)：厚 1.5 m 之表土(SF)下黃棕灰色粉土質黏土(CL)，分布於 GL.-1.5m~

GL. -5.0 m，此土層為松山層之第六次層。

第二層(GM/SM)：卵、砂礫石層(GM)夾灰色粉土質細砂(SM)，分布於第一層底至 GL.-16.7m，此土層為松山層之第五次層。

第三層(CL)：灰色粉土質黏土(CL)偶夾粉土質細砂(SM)，分布於第二層底至 GL. -27.0 m，

此土層為松山層之第二次層及第四次層合為一體。

第四層(ML~SM)：灰色砂質粉土(ML)漸變粉土質細砂(SM)，分布於第三層底至 GL. -33 m，此土層為松山層之第一次層。

第五層(GM/SM~CL)：卵礫石夾粉土質砂(GM/SM)漸變灰色粉土質黏土(CL)，分布於第 四層底至 GL -44.6 m，此土層為台北盆地之景美層。

第六層(Sandstone ~ Shale)：灰色砂岩(SS)漸變頁岩，分布於第五層底下。

根據台北市工程地質分區圖得知，案例基地位於基隆河一區 K1。K1 區的特性之一

1. 地中扶壁

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(1)土中傾度管( Slope Inclinometer in Soil )：施工前在基地四周鑽孔布置傾度管，如 圖 3.15 所示，其位置為圖 3.15 中之 SIS1~SIS4，用以量測擋土設施外之土層側 向位移。

(2)舊連續壁內傾度管( Slope Inclinometer in existing Diaphragm wall )：於舊連續壁體 中留存的舊紅色外套管中施作傾度測量，如圖 3.16 所示。其位置為圖 3.14 中之 SID1~SID4，用以量測舊連續壁體之側向位移。

(3)新擋土 H 型鋼樁內傾度管( Slope Inclinometer in new Diaphragm wall )：於新擋土 H 型鋼樁上布置紅色外套管，並於其中施作傾度量測，如圖 3.17 所示。位置為圖

(1)地面沉陷點(Surface Marker)：如圖 3.18 所示，以特殊鐵釘布設於監測系統之設 計位置，其布設位置見圖 3.14 中之 SM1~SM21，以水準儀從參考點起始測量，

計算出該點沉陷量。

(2)建物沉陷點(Settlement of Building)：以黏貼或植筋方式將側點布置於鄰房騎樓的 柱子上，如圖 3.19 所示，而其布設位置如圖 3.14 中之上 SB1~SB6，亦以水準儀 從參考點起始測量，計算出該柱子之沉陷量。

3. 電子式水位計( Electronic Water Level Indictor )

施工單位在基地四周取四點鑽孔、埋設套管，如圖 3.20 所示。其位置如圖 3.14 中之 OW1~OW4，而後在規定設計時間利用水位計觀測該孔水位，監控基地周邊的 水位高程。

4. 電子式水壓計( Electronic Piezometer )

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第四章

4.1f)、流量壓力紀錄器(圖 4.1g)、高壓幫泵浦(圖 4.1h)、漿液二次攪拌桶(圖 4.1j)、儲水 桶(圖 4.1i)、鑽孔及灌漿機(圖 4.1k)、及灌漿二重管(圖 4.1l)。地盤改良工程在舊有地下

30 1.44。其水泥用量及排泥量依照不同樁徑(ψ2.0 m、ψ1.8 m、ψ1.6 m)及不同樁長(19.8 m、

13.8 m)而有所不同。

2. 樁位放樣

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4. 高壓灌漿可能損害鄰房

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如圖 4.24 所示，當插入孔鑽掘 JSG 改良土樁至設計深度時，將強度 210 kgf/cm²

36 質控制，由施工單位依照主辦單位指定孔位，於 A3、B35、B46、D1、E13(如圖 4.28) 所示，每一取樣鑽孔提取一組兩孔位，一孔在兩改良土柱重疊處、一孔於距離改良土樁

5. 取樣時機：於正式改良樁施工開始後第 14 天，依主辦單位指定之位置開始進行。

根據鑽心取樣試體結果，在所有改良土樁取樣之取樣率皆在要求值(90%)以上(圖 4.35)。如圖 4.31 所示，於 A03 及 D01 之改良土樁鑽心取樣，其距樁心 0.2 m 處之 RQD 大於與他樁重疊處之 RQD(A03：82.43 % > 79.53 %；D01：77.92 % > 73.77 %)；B46 處 之 RQD 是重疊處之值大於距樁心 0.2 m 處之值(B46：90.3 % > 84.45 %)；而 B35 及 E13 之 RQD，則是兩處數值相近(B35：83.98 %≒84.81 %；E13：77.29 %≒76.39 %)。

藉由於兩樁交會處之取樣單壓強度需在標準值 0.98 Mpa10 kgf/cm²以上，來得知該 圓桶形配置改良土之密合，以達其圓形之形狀效益。如圖 4.32 所示，於十處改良土中鑽 心取樣，所得到的單壓強度皆在標準值以上，以此判定本案例之地盤改良土於舊連續壁 內結合成一土樁圓桶。

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撐系統。橫擋(圍令)部分使用 350×350×12×19 H 型鋼，於舊連續壁內側架設一道圍

於舊連續壁內側之 GL. -8.65 m 處架設圍令(H 400x400x13x21)，及以水平間距(5.5 m) 架設一道水平橫撐(H 400x400x13x21)，並於連續壁與圍令間縫隙填充混凝土。本層 水平支撐以油壓千斤頂施加預壓力，總施加壓力為 100 tonf，分為三次加壓(0 至 30 tonf、30 tonf 至 60 tonf、60 T 至 100 tonf)。

7. 第四階段破除

此階段破除舊有 B3 地下室空間、樓版及舊地梁，此階段破除深度至 GL. -12.5

40

m。

8. 架設第四層支撐

此階段架設第四層臨時水平支撐系統。施工人員以舊有筏基作為施工平台。由 於施工深度增加，連續壁外側土水壓力增大，故於舊連續壁內側之 GL. -11.0 m 處架 設兩道圍令(H 400x400x13x21)，及以水平間距(5 m)架設兩道水平支撐(H

414x405x18x28)，並於連續壁與圍令間縫隙填充混凝土。本層水平支撐以油壓千斤

11. 構築新 B3 樓版 (H 400x400x13x21)。本層水平支撐以油壓千斤頂施加預壓力，總施加壓力為 80 tonf，

分為二次加壓(0 至 40 tonf、40 tonf 至 80 tonf)。

(H 400x400x13x21)。

本層水平支撐以油壓千斤頂施加預壓力，總施加壓力為 100 T，分為三次加壓 (0 至 30 tonf、30 tonf 至 60 tonf、60 tonf 至 100 tonf)。

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第六章

TORSA 為 Trinity Orginated Retaining Structure Analysis 的簡稱(起源於三力技術工程顧問 公司之擋土結構分析程式)，本節對研究內使用的 TORSA 2.0 版之理論背景作簡單介紹

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K

_s

= 

_s

EA/L

(6-5)

46

聚力 Suw。TORSA 程式依據 Padfield and Mair(1984)之研究，主動土壓力與被動土壓 力可以表示如下

(2) 內扶壁地盤改良

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6.3 監測結果與數值分析

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架設支撐、至破除舊筏基時，舊壁以深度 GL. -18 m 處向內變位 12.48 mm，壁體頂 部則是向外 3.78 mm。於舊筏基下開挖至設計深度期間，該壁體向內最大變位為 15.96 mm。

將 SID4 與 SID3 深度 18 m 處之同時期監測結果比較，發現 SID4 於破除筏基時 水平變位為 12.48 mm>3.73 mm(SID3)。於開挖至 GL. -21.5 m 時 SID4 之水平變位為 12.96mm>4.96 mm(SID3)。研判 SID4 外為一 12F/B3 之建物，其建物重量施予垂直 載重於連續壁，使其壁體產生大肚現象，而舊連續壁頂端因有該建物之束制，因此

52 之地表沉陷輛範圍在 9 mm(SM9)~13 mm(SM5)之間；Z3 區測得之地表沉陷輛範圍在 5 mm(SM12)~12.4 mm(SM14)之間。

第七章

無圍壓縮強度皆大於(0.98 MPa)10kgf/cm²以上，其樣本之取樣率(recovery ratio)皆大 於 90%，樣本之 RQD 皆大於 70%。

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參考文獻

56

送審」，(2012)。

42. Japan Jet Grout Association(JJGA)，「Jet Grout 工法」，技術資料，第 10

58

版，東京，日本 (2002)。

43. JSG 協會，「JSG 工法」，技術資料，第 4 版，日本 (1986)。

44. Das, B. M., “Principles of Foundation Engineering.” 6th edition, Nelson, United States (2007).

45. Gallavresi, F., “Grouting Improvement of Foundation Soils.” Grouting Soil Improvement and Geosynthetics, ASCE Geotechnical Special Publication No. 30, Vol. 1, pp.

1-38(1992).

46. Hausmann, M. R., (1990). “Engineering Principles of Ground Modification.” International Edition, McGraw-Hill Book Company, New York.

47. Hunt, R. E., “Geotechnical Engineering Techniques and Practices.” McGraw-Hill Book Company, New York (1986).

48. Kauschinger, J. L., Perry, E. B., and Hankour, R., “Jet Grouting: State of the Practice.”

Grouting Soil Improvement and Geosynthetics, ASCE Geotechnical Special Publication No. 30, Vol. 1, pp. 169-181 (1992).

49. Padfield, C. J. and Mair, R. J., “Design of retaining walls embedded in stiff clay” CIRIA Report, No.104, England, pp. 83-84 (1984).

50. Terzaghi, K., “Theoretical Soil Mechanics” John Wiley and Sons, New York (1943).

51. Wu, “Subsurface Geology of the Hsinchuang Structure in the Taipei Basin.” Petroleum Geology of Taiwan, 4, pp. 271-282 (1965).

52. Yahiro, T., Yoshida, H., and Nishi, K., “Soil Improvement Method Utilizing a High Speed Water and Air Jet on the Development and Application of Columnar Solidified

Construction Method (Column Jet Method).” Sixth ACI Committee Reports,

State-of-the-Art Report on soil Cement. ACI Materials Journal, Tittle No. 87-M43, ACI 230.1R, July-August, 1990, pp.395-417 (1982).

表

60

表 2.4 新建物與既有地下結構物之關係

(摘自何泰源等，2007；修改自掛川伸一等，1997)

62

表 2.5 既有地下結構拆除重建之設計型態

(摘自何泰源、陳聰海，2007；修改自湯淺肇，2005)

表 2.6 高壓噴射灌漿工法分類表 (摘自 JJGA, 2002)

64

表 2.7 JSG 工法砂質土之標準設計參數 (摘自 JJGA, 2002)



表 2.8 JSG 工法黏性土之標準設計參數 (摘自 JJGA, 2002)

表 3.1 臺北盆地地層劃分表

66

表 4.1 改良土樁施工參數 (摘自森城建設公司，2012)

表 4.2 JSG 改良土鑽心試體取樣深度表 (摘自森城建設公司，2012)

灌漿參數 Type A Type B Type C Type D Type E 灌漿壓力 (kgf/cm²) 300±10% 300±10% 300±10% 300±10% 300±10%

空氣壓力 (kgf/cm²) 7 7 7 7 7

流量 (ℓ /min) 70±10% 70±10% 70±10% 70±10% 70±10%

灌漿管直徑 (mm) 60.5 60.5 60.5 60.5 60.5

改良樁直徑 (m) 2.0 1.8 2.0 1.8 1.6

提升速率 (sec/25 mm) 33±1 27±1 33±1 27±1 24±1 鑽桿迴轉數 (r.p.m.) 1.5~2.0 2.0~3.0 1.5~2.0 2.0~3.0 2.5~3.5

GL. -14.2 ~

NO.1 NO.1 NO.3 NO.4 NO.5 1 A03 2.0 -14.7 -19.5 -24.0 -29.0 -33.5

表 6.1 簡化基地土層參數

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預壓 1×100t/支=100t 12 開挖第 6 層至 GL.-12.1m

架設第 7 層斜撐 6000t/m@1m,at GL.-12.1m；預壓 0t

13

架設第 8 層支撐 2H400@6m,at GL.-11.1m 預壓 2×100t/支=200t

拆除第 7 層支撐 預壓 2×100t/支=200t

21 開挖第 11 層至 GL.-21.5m 22 構築 MAT(GL.-21.25m)

構築 B4FL(GL.-19.9m)

圖

圖 2.1 舊有基礎改建施工方法擬定建議流程圖 (摘自吳銘剛等，2002)

在文檔中 圓桶形配置JSG地盤改良應用於 既有建物更新之基礎重建案例研究 (頁 19-0)