貫入硬土層與否之比較

爲了探討擋土壁是否貫入硬土層時對於開挖穩定性的影響，本研 究將模型最下層土壤置換為s_u為 2.0kPa 左右之土樣(模擬硬土層)，並 使擋土壁貫入硬土層 2cm，施作塊狀、柱狀與壁狀等不同改良型式且 改良範圍為 2W/3*H(W=10cm、H=20cm)的模型試驗(即表 3-1 中 Group2 試驗群)，示意圖如圖 4-53 所示；並與擋土壁無貫入硬土層試 驗(表 3-1 中 Group1 試驗群)結果做一比較，於下說明之。

a.塊狀改良

施作改良區域強度s_u值約分別為 0.4kPa、1.2kPa、2kPa、4kPa 之 試驗，即表 3-1 中之 Case23～Case26，試驗結果如表 4-8 所示。表中 顯示當擋土壁貫入硬土層時，未施作地質改良之壁後平均變位量為 2.34cm，而將改良區域強度s_u值提升為 1.2kPa、2kPa、4kPa 時，壁後 平均變位量減至 1.06cm、0.82cm、0.41cm，相對於無改良情況下，

改良成效提升至 54.7%、65.0%、82.5%。圖 4-54 與照片 4-23 為擋土 壁貫入硬土層、無改良時之整體位移向量圖及照片；圖 4-55～4-57 與照片 4-24～4-26 為擋土壁貫入硬土層、施作塊狀改良時之整體位 移向量圖及照片。

再以貫入及無貫入硬土層之試驗結果做一比較，並繪於圖 4-58 所示，可發現相對於無貫入硬土層來說，當貫入硬土層且為同一改良 強度時，可減少土壤變位量平均約 0.32cm，即可提高改良成效約 10%，對於開挖穩定性皆比無貫入硬土層時具有較佳的改良效果。

b.柱狀改良

施作改良率為 20%及 40%的柱狀改良模型試驗，即表 3-1 中之 Case27 及 Case28，試驗結果如表 4-9 所示。表中顯示當擋土壁貫入 硬土層，柱狀改良率 20%及 40%時，壁後平均變位量減至 1.36cm 及 1.12cm，相對於無改良情況下，改良成效提升至 41.9%及 52.1%。圖 4-59、4-60 與照片 4-27、4-28 為擋土壁貫入硬土層、施作柱狀改良時 之整體位移向量圖及照片。

若以貫入及無貫入硬土層之試驗結果做一比較，並繪於圖 4-61 所示，可發現相對於無貫入硬土層來說，當貫入硬土層且為同一改良 率時，可減少土壤變位量平均約 0.26cm，即可提高改良成效約 5%，

對於開挖穩定性皆比無貫入硬土層時具有較佳的改良效果。

c.壁狀改良

施作改良率為 20%及 40%的壁狀改良模型試驗，即表 3-1 中之 Case29 及 Case30，試驗結果如表 4-10 所示。當擋土壁貫入硬土層，

壁狀改良率 20%及 40%時，壁後平均變位量減至 1.10cm 及 0.97cm，

相對於無改良情況下，改良成效提升至 53.0%及 58.5%。圖 4-62、4-63 與照片 4-29、4-30 為擋土壁貫入硬土層、施作壁狀改良時之整體位 移向量圖及照片。

若以貫入及無貫入硬土層之試驗結果做一比較，並繪於圖 4-64 所示，可發現相對於無貫入硬土層來說，當貫入硬土層且為同一改良 率時，可減少土壤變位量平均約 0.3cm，即可提高改良成效約 8.5%，

對於開挖穩定性皆比無貫入硬土層時具有較佳的改良效果。

由以上試驗結果可知，可發現無論是塊狀、柱狀、壁狀改良，當 擋土壁貫入硬土層時，其開挖穩定性及抑制土壤變位量(或改良成效) 之情形皆較無貫入硬土層時為高，表示當擋土壁貫入硬土層時，硬土 層將提供更大的反力作為其抵抗力，因此，使得其開挖穩定性皆較無 貫入硬土層時為優。

當改良率與改良範圍皆相同時，比較擋土壁貫入硬土層之柱狀改 良與壁狀改良對其壁後平均變位量(或改良成效)之影響，繪如圖 4-65 及 4-66 所示，壁狀改良之抑制土壤變位量(或改良成效)之情形皆較柱 狀改良為佳，此趨勢亦與無貫入硬土層時之壁狀改良效果優於柱狀改 良相同。

4.4.3 柱狀改良之複合土體強度折減係數α之探討

在軟弱黏土層中進行開挖工程時，可能會產生開挖面底部隆起、

擋土壁體變形和壁後土壤沉陷等地質不穩定之情形，若欲採地質改良 克服這些不穩定狀況，則因改良區域之不同而可能會有不一樣的改良 效果。為確定地盤改良是否可達成預期的效果，施工前應做合理的分 析，進而決定改良土體的強度、改良率、改良深度及改良範圍等。在 深開挖工程中施作地盤改良，國內多以柱狀改良(高壓噴射灌漿或深 層攪拌樁)工法來進行，並將改良樁體與土壤視為一種複合材料。本 研究之模型試驗將以全面地盤改良與柱狀改良來進行比較，以了解開 挖工程經地盤改良後之行為。

一般柱狀改良之複合土體強度公式如式(2-27)所示。式(2-27)之強 度折減係數α是針對改良樁體強度進行折減，而非對現地土壤剪力強 度折減，其中的考量是因為在開挖的過程中，改良區域內之複合土體 受到側向加載，而樁體所受之側向加壓係經由樁身周圍土壤傳來，此 時攪拌樁體無法完全發揮其本身的強度，故必須對攪拌樁體強度做一 折減，才能符合現地之複合土體行為。一般工程界以式(2-27)計算複 合土體之強度時，多將α取為 0.5，但此一數據為經驗值，並無科學 根據；而杜明昇(2002)、鄭肇杰(2003)、梁文耀(2004)、楊才賢(2004) 則分別針對不同情況對此強度折減係數α值作一研究，整理如表 4-11 所示。

本研究以無支撐、半斷面島區式開挖且改良於開挖區內土堤之模 型試驗進行探討α值，分別以全面地盤改良不同改良範圍與強度之模 型試驗及不同改良率之柱狀改良模型試驗進行比對探討，將全面改良 區域之土壤強度提升至約 0.4kPa、1.2kPa、2kPa 及 4kPa，利用擋土 壁後之平均變位量對應出其柱狀改良的複合土體強度(τ_eq)，再依式

(2-27)求取對應於柱狀改良之複合土體強度折減係數α值。

將全區改良試驗結果數據繪製成壁後平均變位量與改良區強度 之線性回歸曲線，並施作無貫入硬土層之試驗結果如圖 4-67 所示及 貫入硬土層之試驗結果如圖 4-68 所示。由圖可知，全面地盤改良強 度和平均變位量大致呈負線性關係發展，而不同改良範圍且改良率為 20%、40%之試驗結果則列於表 4-12 及表 4-13。

由表中比較擋土壁無貫入與貫入硬土層、改良範圍皆為(2W/3*H) 之試驗結果，可發現α值無明顯的差異，顯示α值與是否貫入硬土層 並無太大關係；以擋土壁無貫入硬土層且改良範圍為(2W/3*H)為例，

發現複合土體強度隨改良率增加而增加(如圖 4-69 所示)，而在不同的 改良率下，α值皆在 1/3 左右或 1/3 以下(如圖 4-70 所示)。

此與一般開挖工程經驗將α值取為 0.5 有所差異，可知在施作柱 狀地質改良時，由於改良樁體間無相互接觸，土壤與改良體間勁度之 差異使得複合土體無法發揮其抗剪能力，因此改良體強度可能折減甚 多，故依上述之結果顯示，應可較保守地估算柱狀改良複合土體用來 穩定島區式開挖時之視不排水剪力強度，並合理地反應改良土體之行 為。

4.5 以 FLAC 程式模擬模型試驗並比較其結果

4.5.1 FLAC 程式原理介紹

本研究所採用之數值分析軟體為 FLAC 外顯有限差分法程式，為 ITASCA 公司於 1992 年發展出來有限差分法分析程式 FLAC(Fast Lagrangian Analysis of Continua)，為二向度平面應變分析程式。FLAC 程式與有限元素分析方法差別之處為 FLAC 基於連體力學(Continuum

Mechanics) 理 論 ， 以 外 顯 性 有 限 差 分 法 (Explicit Finite Difference Method)執行數值分析的程式與有限元素分析方法之內隱性分析不 同。由於 FLAC 程式在運算過程中，是以時階的型態(Time-Stepping Fashion)來求解每一節點的運動方程式，如此可看到整個系統的行為

FLAC 以動態鬆弛(Dynamic Relaxation)法來求解在每一時階中，

利用系統原來的不平衡狀態決定每一節點的不平衡力，然後來求解運

4.5.2 FLAC 程式相關參數

1、模型尺寸與網格

本模型尺寸為長 50cm 高 30cm 之模型，其開挖寬度為 20cm，開 挖深度 10 cm，採對稱分析。在網格繪製上，於水平方向邊界，束制 左右兩邊水平方向位移；於垂直方向邊界，束制其垂直及水平位移，

網格建立如圖 4-72 所示。

2、土壤參數

由於本試驗之土樣為極軟弱黏土，試驗產生之變形極大，屬大應 變試驗，而若對本試驗使用之土樣之E s/ _u值單純假設為線彈塑性，在 應變大時會有較大誤差產生。因此本研究將土樣之E s/ _u值作雙線性假 設 ( 如 圖 4-73 所 示 ) ， 而 在 FLAC 分 析 時 ， 則 以 Strain Softening/Hardening 模式模擬之。在土壤之參數使用上包含了:密度 (Mass density) 、 凝 聚 力 (Cohesion) 、 內 摩 擦 角 (Internal angle of friction)、波松比(Poisson’s ration)、剪力模數(Elastic shear modulus, G)、體積彈性模數(Elastic bulk modulus, K)等等，並將其列於表 4-14。

且本試驗土層為不排水層，因此為總應力分析模式。

3、擋土結構物之性質比較

在 FLAC 分析程式中，擋土結構物之 EI 值大小為影響整個結構 物變形的主因，本研究將原型邊界尺寸縮小 100 倍，土壤不排水剪力 強度也縮小 100 倍，因此本試驗使用 1mm 鋼片模擬擋土壁，相當於 EI 值縮小(100)³後，厚度約 20cm，E_c=23Gpa 之地下連續壁。

4.5.3 數值分析結果與模型試驗結果比較

由於本程式為 2D 平面分析之程式，不易對本研究之柱狀及壁狀 改良模型試驗進行模擬，因此，即針對塊狀全面改良之模型試驗(表 3-1 中擋土壁無貫入硬土層之 Case1～10 及擋土壁貫入硬土層之 Case23～26)進行程式分析並與本試驗結果作一比較，並將其繪如圖 4-74～圖 4-77 所示。由圖可看出，於改良強度高時，分析結果之壁 後平均位移量略大於試驗結果，推測可能為施作模型試驗時，模型箱 器壁雖有塗油，但對於高強度之黏土，仍無法有效排除邊界效應，並 且本數值分析程式假設為平面應變且無邊界影響，因此使得試驗結果 之位移量會略小於數值分析結果；而於改良強度較低(或無改良)時，

分析結果之壁後平均位移量略小於試驗結果，推測原因可能為本試驗 使用之超軟黏土的

su

E 值變異性大，無法以簡單的雙線性假設分析。

就整體來說，數值分析結果與試驗結果其位移量雖還存有些許差 異，但差異不大且符合其趨勢。因此，以某種程度而言，對於本模型 試驗結果之正確性，仍有其可肯定的價值。圖 4-78～4-93 為分析貫 入與無貫入硬土層、無改良及改良強度為 4kPa 時之 X 方向位移等高 線圖、Y 方向位移等高線圖、網格變形圖及位移向量圖。

第五章 結論與建議

綜合本研究超軟黏土模型試驗結果，分別對不同改良型式、改良 範圍下之開挖行為進行之一系列參數研究，經分析整理各項試驗之研

綜合本研究超軟黏土模型試驗結果，分別對不同改良型式、改良 範圍下之開挖行為進行之一系列參數研究，經分析整理各項試驗之研