超軟黏土不排水剪力強度之試驗結果結論

對本研究之模型試驗來說，超軟黏土之強度為影響本研究最重要 的變因之一，因此，對超軟黏土強度的確認也爲一重要的課題。由落 錐試驗所得之趨勢線(式 4-1)推求本研究之超軟黏土強度後，再經十 字片剪力試驗印證，如圖 4-5 所示。圖中顯示落錐試驗所推得趨勢線 之黏土強度，與十字片剪力試驗所測得之黏土不排水剪力強度差異不 大(其最大差異約 20%，平均差異約 10%)，故以土樣含水量經式(4-1) 推估之黏土不排水剪力強度，可維持一定之準確性。

4.3 圓柱貫入試驗推估超軟黏土

su

E

結果

由於模型試驗土樣之剪力強度s_u相較於現地強度縮小 100 倍(約

為 0.2～0.8kPa)，如此軟弱的土樣無法以一般強度試驗，如傳統的單 時沉陷之彈性理論公式(Janbu,Bjerrum and Kjaernsli, 1956)推求

su

求得於不同土壤強度下之 樣若採彈塑性之 Mohr-Coulomb model 模擬且設定邊界為鉸接(即固 定 x、y、z 三方向之位移)，其不排水勁度 E 值約採用不排水剪力強

E =300、500、800 等不同情 況下分析得之變形量，經比較整理兩者變形量，可得模型及原型變形

開挖深度為 9.95m，基地開挖平面圖如圖 4-15 所示，基地面積約為 約為 4，不排水剪力強度約為 30kPa。第三層為粉土質細砂，SPT-N 值約為 6。第四層在開挖面底下，範圍由地表下 9.5m 延伸至 18.9m，

為一厚約 9.5m 之粉土質黏土，SPT-N 值約為 5，不排水剪力強度約 為 40kPa。第五層以下至第九層位於地表下 21.9m 至 36.2m 由粉土質 砂及粉土質黏土互層所組成，第十層位於地表下 36.2m 至 38.3m 為極 緊密之卵礫石層。

楊才賢(2004)的模型試驗採擋土壁長 20cm，開挖深度 10cm，坡 度為 1.5：1（水平：垂直）的土堤，土層分為 3 層，土壤強度隨深度 增加而漸增，分別控制於 0.3kPa、0.5kPa 及 0.8kPa，故此模型試驗之 尺寸及土樣強度，皆模擬為現地原型之 1/100 左右。由試驗結果與現

此藉由模型試驗結果經由式(4-3)之換算，可合理地反應現地之變位情 形。故由此案例可知模型試驗結果不僅可作定性之描述，亦可作某種 程度之定量分析，除可模擬整個開挖解壓過程中土壤之變形行為，亦 可合理求得現地之變位情形。

4.4.2 模型試驗之結果分析

為模擬現地不排水剪力強度s_u隨深度漸增的情形，本模型試驗土 樣分三層置入模型試驗箱中，其分層以最終開挖面及擋土壁(長 20cm 厚度 0.1cm 之鋼片製成)底端為分界，各分層土壤之不排水剪力強度s_u 由上而下依序約為 0.3kPa、0.5kPa、0.8kPa，土堤之斜率為 1：1.5(垂 直：水平)，擋土壁長則為開挖深度之 2 倍。為了比較不同試驗條件 之變形差異，本研究取壁後地表下方兩公分第一至第四個標示點之平 均相對變位量，作為後續比較變位量之基準；本研究土堤改良區域以 W(cm)*H(cm)表示改良寬度為 W(cm)；改良深度為 H(cm)，詳圖 4-18 所示。

而由於本模型試驗之土樣為超軟黏土，因此在開挖後，模型箱中之土 壤變位便立即發生，各相對標示點在三分鐘後即無太大的變形發生。

4.4.2.1 不同改良範圍及不同改良強度之比較

a.塊狀改良

為了探討開挖區內土堤採不同改良強度對開挖行為之影響，本試 驗以變化改良區域之範圍及改良區強度s_u值分別進行表 3-1 中的 Case1～Case10 模型試驗，其試驗結果整理如表 4-5 所示。表中顯示 當土堤無改良時之平均壁後變位量為 2.60cm。圖 4-19 與照片 4-1 為 土堤無改良時之整體位移向量圖及照片。

當改良範圍為 W/3*H(W=15cm、H=20cm)時，改良區強度s_u值增 至 1.2kPa、2kPa 及 4kPa 時，平均壁後變位量減至 1.70cm、1.41cm、

1.04cm，相對於無改良情況下，改良成效提升至 34.6%、45.8%、

60.0%。圖 4-20～4-22 與照片 4-2～4-4 為改良範圍 W/3*H 時之整體 位移向量圖及照片。(改良成效(%)=(無改良之變形量-改良後之變形量) / 無改良變形量)

當改良範圍為 2W/3*H(W=15cm、H=20cm)時，改良區強度s_u值 增至 1.2kPa、2kPa、4kPa，平均壁後變位量減至 1.53cm、1.15cm、

0.64cm，相對於無改良情況下，改良成效提升至 41.2%、55.8%、

75.4%。圖 4-23～4-25 與照片 4-5～4-7 為改良範圍 2W/3*H 時之整體 位移向量圖及照片。

當改良範圍為 W*H(W=15cm、H=20cm)時，改良區強度s_u值增 至 1.2kPa、2kPa、4kPa，平均壁後變位量減至 0.90cm、0.75cm、0.54cm，

相對於無改良情況下，改良成效提升至 65.4%、71.2%、79.2%。圖

改良強度為 4kPa 時，改良範圍採 2W/3*H，可產生較佳(且經濟)的改 良效果。由上述試驗結果亦可知改良範圍應涵蓋整體滑動範圍且改良 強度需夠高時，才能得到經濟且有效的改良效果。

b.柱狀改良

為了探討開挖區內土堤採不同改良率之柱狀改良對開挖行為之 影響，本試驗以變化改良區範圍及改良率分別分別進行表 3-1 中的 Case11 至 Case16 模型試驗，其試驗結果整理如表 4-6 所示。

當改良範圍為 W/3*H(W=15cm、H=20cm)時，改良率為 20%及 40%時，平均壁後變位量減至 2.08cm 與 1.51cm，相對於無改良情況 下，改良成效提升至 20.2%及 42.1%。圖 4-31、4-32 與照片 4-11、4-12 為改良範圍 W/3*H 時之整體位移向量圖及照片；當改良範圍為 2W/3*H(W=15cm、H=20cm)時，改良率為 20%及 40%時，平均壁後 變位量減至 1.67cm 與 1.31cm，相對於無改良情況下，改良成效提升 至 35.8%及 49.6%。圖 4-33、4-34 與照片 4-13、4-14 為改良範圍 2W/3*H 時之整體位移向量圖及照片；當改良範圍為 W*H(W=15cm、H=20cm) 時，改良率為 20%及 40%時，平均壁後變位量減至 1.56cm 與 1.27cm，

相對於無改良情況下，改良成效提升至 40.0%及 51.2%。圖 4-35、4-36 與照片 4-15、4-16 為改良範圍 W*H 時之整體位移向量圖及照片。

將上述試驗結果繪如圖 4-37 及圖 4-38 所示，由圖中可知，壁後 平均變位量隨著改良率增加及改良範圍加大而減少，整體開挖穩定性 將隨之提昇；且由圖看出，當改良範圍較小時(=W/3*H)，變化改良 區之改良率對其壁後平均變位量(或改良成效)之影響較明顯；當改良 範圍較大時，變化改良區之改良率對其壁後平均變位量(或改良成效) 之影響則較趨於平緩，並且對於改良範圍較大時(=W*H 或 2W/3*H)，

採同一改良率時其改良效果相差不大，可知若改良範圍已涵蓋整體滑 動範圍，擴大改良範圍恐有浪費之疑慮。

c.壁狀改良

為了探討開挖區內土堤採不同改良率之扶壁狀改良對開挖行為 之影響，本試驗以變化改良區範圍及改良率分別分別進行表 3-1 中的 Case17 至 Case22 模型試驗，其試驗結果整理如表 4-7 所示。

當改良範圍為 W/3*H(W=15cm、H=20cm)時，改良率為 20%及 40%時，平均壁後變位量減至 1.91cm 與 1.31cm，相對於無改良情況 下，改良成效提升至 26.5%及 49.5%。圖 4-39、4-40 與照片 4-17、4-18 為改良範圍 W/3*H 時之整體位移向量圖及照片；當改良範圍為 2W/3*H(W=15cm、H=20cm)時，改良率為 20%及 40%時，平均壁後 變位量減至 1.58cm 與 1.16cm，相對於無改良情況下，改良成效提升 至 39.2%及 55.4%。圖 4-41、4-42 與照片 4-19、4-20 為改良範圍 2W/3*H 時之整體位移向量圖及照片；當改良範圍為 W*H(W=15cm、H=20cm) 時，改良率為 20%及 40%時，平均壁後變位量減至 1.12cm 與 0.88cm，

相對於無改良情況下，改良成效提升至 56.9%及 66.1%。圖 4-43、4-44 與照片 4-21、4-22 為改良範圍 W*H 時之整體位移向量圖及照片。

將上述試驗結果繪如圖 4-45 及圖 4-46 所示，由圖中可知，壁後 平均變位量隨著改良率增加及改良範圍加大而減少，整體開挖穩定性 將隨之提昇；且由圖看出，當改良範圍較小時(=W/3*H)，變化改良 區之改良率對其壁後平均變位量(或改良成效)之影響較明顯；當改良 範圍較大時(=2W/3*H～W*H)，變化改良區之改良率對其壁後平均變 位量(或改良成效)之影響則會逐漸趨於平緩，此與柱狀改良時有相同 之趨勢。圖中亦顯示當施作壁狀改良時，改良範圍為 W*H 時，對壁

後平均變位量(或改良成效)之影響明顯優於改良範圍為 2W/3*H 時之 壁狀改良，可知改良範圍(2W/3*H～W*H)雖皆涵蓋整體滑動範圍，

但於壁狀改良範圍較大時(=W*H)，可將壁狀改良體強度作較有效之 發揮，而壁狀改良範圍較小時(=2W/3*H)，改良體之強度發揮空間則 較有限。

比較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，如圖 4-47～4-49 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，且此現象在改良範圍越大時(=W*H)越 顯著；當改良範圍為 W/3*H 及 2W/3*H 時，如圖 4-50 及圖 4-51 所示，

壁狀改良效果皆優於柱狀改良(差異約 4%～7%)；而當改良範圍為 W*H 時，由圖 4-52 可知壁狀改良效果明顯優於柱狀改良(差異約 15%

以上)，且其改良成效達 66.1%，其原因可能是本試驗土樣為超軟黏 土，具有高度流動性，且模擬柱狀改良時改良樁體並無互相接觸，故 在模型試驗時超軟黏土可能由柱狀改良體間穿過，造成改良體強度無 法 發 揮 ， 而 壁 狀 改 良 體 由 於 呈 扶 壁 式 排 列 ， 且 改 良 範 圍 又 較 大 (=W*H)，因此強度較得以發揮。

4.4.2.2 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%，