廢棄物掩埋場穩定性最佳化設計(III)

行政院國家科學委員會補助專題研究計畫

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行政院國家科學委員會補助專題研究計畫

行政院國家科學委員會補助專題研究計畫

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■ 成 果 報 告

成 果 報 告

成 果 報 告

成 果 報 告

□

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□期中進度報告

期中進度報告

期中進度報告

期中進度報告

廢棄物掩埋場穩定性最佳化設計

計畫類別：■ 個別型計畫 □ 整合型計畫

計畫編號：NSC 96－2221－E －009 －170

執行期間： 94 年 8 月 1 日至 97 年 7 月 31 日

計畫主持人：單信瑜

計畫參與人員：范佐憲、吳佩萱、王昱雲、李政輝

成果報告類型(依經費核定清單規定繳交)：□精簡報告 ■完整報告

本成果報告包括以下應繳交之附件：

□赴國外出差或研習心得報告一份

□赴大陸地區出差或研習心得報告一份

□出席國際學術會議心得報告及發表之論文各一份

□國際合作研究計畫國外研究報告書一份

處理方式：除產學合作研究計畫、提升產業技術及人才培育研究計畫、列

管計畫及下列情形者外，得立即公開查詢

□涉及專利或其他智慧財產權，□一年□二年後可公開查詢

執行單位：交通大學土木工程系

中 華 民 國 97 年 10 月 31 日

II

目錄

目錄

目錄

目錄

摘要 ... IV

ABSTRACT ... VI

一、前言 ... 1

1.1 計畫背景 ... 1

1.2 研究目的 ... 4

1.3 預期完成之工作項目 ... 4

二、文獻回顧 ... 5

2.1 掩埋場邊坡穩定 ... 5

2.2 廢棄物、焚化灰渣及地工合成材材料工程參數 ... 8

2.3 焚化灰渣工程性質 ... 18

2.4 地工合成材界面剪力強度參數 ... 21

2.5 掩埋場邊坡穩定分析 ... 24

2.6 掩埋場變形分析 ... 27

三、研究方法 ... 29

3.1 研究規劃 ... 29

3.2 試驗與分析方法 ... 30

四、研究結果與討論 ... 57

4.1 廢棄物性質試驗結果 ... 57

4.2 廢棄物焚化灰渣試驗結果 ... 71

4.3 坡地型廢棄物掩埋場二維邊坡穩定分析結果 ... 87

4.4 坡地型廢棄物掩埋場三維邊坡穩定分析結果 ... 95

4.5 掩埋場變形分析結果 ... 97

五、結論 ... 117

III

參考文獻 ... 120

計畫成果自評 ... 125

IV

摘要

摘要

摘要

摘要

雖然台灣的廢棄物處理逐漸以焚化取代掩埋，然而無論是不可燃的廢棄物、焚化灰渣、或者 是離焚化場運距較遠的鄉鎮，仍將繼續以掩埋為其主要的處理方式。台灣因為地狹人稠，所 以許多掩埋場位於山坡地上，這些掩埋場破壞的主要原因就是在掩埋場的設計時，並未進行 邊坡穩定的分析；在營運期間也並未考量到穩定性的問題。本研究的目的在於利用現地試驗， 直接求出廢棄物的剪力強度，且利用實驗室內試驗求出灰渣本身及其與地工合成材料間之剪 力強度，並利用這些參數進行邊坡穩定分析。結果顯示，竹南及湖口掩埋場的強度參數內聚 力(c)、摩擦角(

φ

)分別為 34.9 kPa、37.9°以及 33.6 kPa、32.1°，竹南掩埋場的廢棄物雖然含有 較高比例之一般事業廢棄物，其剪強度參數與湖口掩埋場所得之結果略高。另外以平鈑載重 試驗求得的地盤反力係數(kv)為 875.25 kN/m3與 494.33 kN/m3。 在灰渣方面，經試驗結果可知，底渣內擦角約為 52.5°，而底渣與各類地工材間界面摩擦角約 為底渣內摩擦角 40-80 %，由摩擦角有效係數觀之，以針軋不織布最低、熱熔不織布最高； 而非以光滑地工膜布最低、針軋不織布最高，可能與針軋不織布自身抗拉強度受影響或是其 與直剪盒未有效固定所致。而在不同環境下探討其界面摩擦特性，可知浸水後試驗得之界面 摩擦強度較未浸水試驗所得者為低，此因底渣與地工合成材界面浸水飽和，底渣的毛細張力 的影響消失，有效應力下降，且水對界面有部分潤滑作用所導致。 二維邊坡穩定分析結果顯示，界面摩擦角愈大、坡地型掩埋場之高度愈高、掩埋體長度愈短、 背靠之開挖山壁坡角愈平緩、掩埋完成面之坡角愈平緩，則界面滑動之安全係數愈小。平台 寬度對於二階掩埋場之邊坡滑動安全係數，影響不大，但仍可看出平台愈寬安全係數愈高之 趨勢。掩埋體長度小於 60 m 時，破壞模式由滑動界面控制，掩埋體長度大於 70 m 時，破壞 模式由淺層圓弧破壞控制。依據本研究假設之坡地型廢棄物掩埋場之標準斷面( δ=15°、α=60°、 β=45°、H=10m、L=30m、B1=3m)，考慮界面滑動破壞，則可提出下列建議，以提供設計及 分析之參考: (1)界面摩擦角(δ)至少大於 19°，(2)掩埋高度需小於 15m 或每階高度不得大於 8m， (3)掩埋長度(L)建議大於 40m，(4)背靠的邊坡之平台寬度(B1)建議不得小於 3m，(5)則背靠的 坡角(α)可建議 30°~45°或 60°~75°，(6)掩埋面坡角(β)建議介於 30°~60°。 此外，二維與三維邊坡穩定分析的分析結果均顯示邊坡滑動的安全係數隨界面剪力強度降低、 廢棄物填埋高度增加、填埋體長度減少而減少。二維與三維分析結果比較，開口型的掩埋場 三維分析所得之邊坡滑動安全係數較二維者低，且二者間之區別隨開口之角度增加而減少。 在掩埋場的變形方面，一階掩埋場背靠邊坡角度(α)影響剪應變量最大。掩埋面高度(H)對於垂 直向位移量與體積壓應變量影響最大。而掩埋面長度(L)則是對於體積張應變量影響最大。另 外，二階掩埋場之體積壓應變、水平位移、垂直位移影響最大者為掩埋場背靠邊坡角度(α)。 此外值得關注的是，一階掩埋場安全係數隨著掩埋面長度(L)增加而遞增，但掩埋場之垂直位 移量亦隨著掩埋面長度增加而遞增。而二階掩埋場安全係數隨著掩埋面長度(L)增加而遞增，

V 但掩埋場之體積壓應變與位移量亦隨著掩埋面長度增加而增加。 整體而言，山坡地掩埋場之邊坡穩定性的關鍵在於地工膜布和其他材料之間形成的弱面，光 滑面地工膜布和飽和黏土之間的摩擦角可低至 8 – 10°，掩埋場邊坡滑動風險極高；但若地工 膜布和廢棄物、灰渣、集排水層、基礎土壤等其他材料之間的摩擦角可以控制在 20°以上，發 生平面滑動的風險就會大幅降低。此外，掩埋場周邊的排水必須要能有效發揮功能，否則沿 著地工膜布界面流動的水將使摩擦角降低且界面孔隙水壓提高，大幅提高邊坡滑動的風險。 另一方面，即使掩埋場的邊坡穩定安全無虞，但本研究顯示掩埋場廢棄物的變形量甚大，對 於掩埋場復育工程的甚為不利；國內日後掩埋場應進行變形量觀測，復育工程應待變形幾近 停止後再進行設計與施工。 關鍵詞：一般廢棄物、現地試驗、剪力強度、焚化灰渣，地工合成材，界面剪力強度、邊坡 穩定、掩埋場變形

VI

ABSTRACT

Although most of Taiwan’s municipal solid wastes (MSW) are incinerated, the incinerator ash and the remaining huge volume of MSW are all disposed in landfills. Due to the limitation of population density and availability of land, a large portion of Taiwan’s landfills are located in mountainous area. Current regulations do not require slope stability analysis for these landfills. As a result, almost all of the landfills were not designed to maintain a suitable factor of safety against failure. The

composition of Taiwan’s solid waste differs considerably from that of the United States or any other country in the world. However, the lack of data of local solid waste poses a great limitation to engineers. The objectives of this research are to obtain shear strength data of MSW and incinerator ash with in-situ tests and laboratory tests, repectively, and then perform a series of slope stability and deformation analyses in order to assess the long-term performance of the hillside landfills. The results show that the cohesion and friction angle of the MSW at Chu-nan and Hu-kou landfills are 34.9 kPa and 37.9°, 33.6 kPa and 32.1°, respectively. In addition, the coefficients of sudgrade reation are 875.25 kN/m3 and 494.33 kN/m3, respectively.

Results of 2-D and 3-D slope stability analyses show that the factor of safety increases with lower height of wastes, longer length of waste body, smaller slope angle of the back of the excavation, and steeper face slope of final cover. In addition, 3-D analysis indicates that the factor of safety

decreases with the widening of the mouth of the landfills on slopes.

On the other hand, the results of laboratory direct shear tests show that the internal friction angle of incinerator bottom ash of MSW was approximately 52.5°. The interfacial friction angle between the bottom ash and geosynthetics ranges from 40-80 % of the internal friction angle. The interfacial shear strength decreased as the interface was conducted under water-saturated. This effect might be attributed to the loss of the suction and the decrease of effective stress at the ashes/geosynthetics interface.

The results of 2-D stability analyses show that the factor of safety increases with lower height of wastes, longer length of waste body, higher slope angle of the back of the excavation, steeper face slope of waste body and higher interfacial friction angle. On the other hand, the factor of safety is only hardly affected by the berm width. While the length of waste body is smaller than 60m, failure is dominated by the interface sliding. While the length of waste body is greater than 70m, failure is governed by the rotational sliding within the waste body. According to analysis, the standard section of MSW Landfills on Slope ( δ=15°、α=60°、β=45°、H=10m、L=30m、B1=3m). When it concerned

VII

and analysis: (1) the interfacial friction angle(δ) more than 19° at least, (2) the height of the wastes must less than 15 m or the height of every layer not more than 8m, (3) the length of the base (L) should more than 40m, (4) the width of the berm (B1) should not less than 3m, (5) slope angle of the

back (α) should 30°~45° or 60°~75° (6) the waste should be filled to a slope angle between 30°~60°. When the effect of earthquakes is taken into account, the decrease of safety factor ranges from 36% to 59%, which corresponds to a increase of the required minimum interface angle against translation slope failure from 8 degrees to 12 degrees. According to the results of this study, it can be

concluded that the interfacial friction angle between the materials of the lining system should be carefully determined and stability analysis must be performed when designing the landfills on slopes. Furthermore, it is suggested that the minimum friction angle of the interfaces must be larger than 20 degrees to prevent translational slope failures.

Furthermore, the results of the deformation analysis indicate that for one-stage landfills, the angle of the back of excavated slope has greatest effect on shear strain. On the other hand, the vertical

displacement and volumetric compression strain was affected by the height most. For two-stage landfills, the angle of the back of excavated slope has the greatest effect on both the volumetric compression strain and the displacement.

In any case, the most critical factor affecting the slope stability of landfills is the low interfacial shear strength of the interface between geomembrane and other materials. Risk of slope failure can be very high for hillside landfills using smooth geomembrane as bottom liner since the interfacial friction angle between geomembrane and saturated clay can be as low as 8 – 10°. However, if the interfacial friction angle can be reached above 20° with prudent design and selection of materials, the risk of slope failure can be greatly reduced. In addition, the drainage system around the

perimeter of the landfill must perform effectively, otherwise slope failure may be induced by water seeping in between geomembrane and foundation could reduce the interfacial friction angle and elevate the pore water pressure. On the other hand, the deformation of landfill is so large that it can pose a greater problem than slope stability in many cases. As a result, the design and installation of final cover system and redevelopment must wait until long-term deformation stabilizes.

Keywords: Municipal solid waste, In-situ test, Shear strength, Incinerator ash, Geosynthetics, Interfacial shear strength, Slope stability, Landfill deformation

1

一

一

一

一、

、

、前言

、

前言

前言

前言

1.1 計畫背景

計畫背景

計畫背景

計畫背景

雖然台灣的廢棄物處理逐漸以焚化取代掩埋，然而無論是不可燃的廢棄物、焚化灰渣、或者 是離焚化場運距較遠的鄉鎮，仍將繼續以掩埋為其主要的處理方式。此外，在位於各地的數 百座老舊掩埋場，雖陸續封場，但其長期穩定性仍然是必須關切的問題。 截至民國 93 年六月止，台灣地區營運中的廢棄物掩埋場總計有 184 場，台灣山坡地掩埋場約 七十餘場。圖圖圖圖 1-1 中依邊坡地形填築廢棄物之掩埋場，此類掩埋場於坡腳處興建加勁擋土牆 或 RC 擋土牆後，言邊坡往上填埋廢棄物，為常見之山坡地掩埋場形式之一。圖圖圖圖 1-2 為谷地 形掩埋場，亦為常見之山坡地掩埋場形式之一。此類掩埋場係利用谷地地形，雖能提供可觀 的掩埋容積，但因往往是掩埋場阻斷了野溪的流路，集水區的水仍往掩埋場集中，造成對於 掩埋場穩定的不利因素。圖圖圖圖 1-3 與圖圖圖圖 1-4 則為山坡地與平地均常見的掩埋場，這些掩埋場利 用 RC 擋土牆或加勁擋土牆作為阻隔構造，往內與往上填築廢棄物。其完成之掩埋面坡度也 經常相當陡峭。 (a) 掩埋場破壞前狀況 (b) 掩埋場破壞後邊坡重新修整完畢 圖 圖 圖 圖 1-1 台灣某沿山坡坡面填築之掩埋場台灣某沿山坡坡面填築之掩埋場台灣某沿山坡坡面填築之掩埋場台灣某沿山坡坡面填築之掩埋場 [廢棄物填築總高度約廢棄物填築總高度約廢棄物填築總高度約廢棄物填築總高度約 40 m (箭頭所指為廢棄物箭頭所指為廢棄物箭頭所指為廢棄物)，箭頭所指為廢棄物 ，，，坡底之坡底之坡底之坡底之 RC 擋土牆高約擋土牆高約擋土牆高約擋土牆高約 3 m]

2 圖 圖 圖 圖 1-2 以加勁擋土牆阻斷山谷興建之掩埋場以加勁擋土牆阻斷山谷興建之掩埋場以加勁擋土牆阻斷山谷興建之掩埋場（以加勁擋土牆阻斷山谷興建之掩埋場（（（圖中箭頭所指處為加勁擋土牆圖中箭頭所指處為加勁擋土牆圖中箭頭所指處為加勁擋土牆圖中箭頭所指處為加勁擋土牆）））） 圖 圖 圖 圖 1-3 以鋼筋混凝土擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場以鋼筋混凝土擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場以鋼筋混凝土擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場 以鋼筋混凝土擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場 （ （ （ （圖中箭頭所指處為圖中箭頭所指處為圖中箭頭所指處為圖中箭頭所指處為 RC 擋土牆擋土牆擋土牆擋土牆）））） 圖 圖 圖 圖 1-4 以加勁擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場以加勁擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場以加勁擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場以加勁擋土牆作為圍阻體之地上型掩埋場 （ （（ （圖中箭頭所指處為加勁擋土牆圖中箭頭所指處為加勁擋土牆圖中箭頭所指處為加勁擋土牆）圖中箭頭所指處為加勁擋土牆））） 國內掩埋場復育工程的設計經過較嚴謹的邊坡穩定分析者，僅有台北市的內湖垃圾山及福德 坑掩埋場、高雄市西青埔掩埋場等位於都會區內且規模較大者(游中揚游中揚游中揚游中揚，，，，1998)。其他鄉鎮市 的掩埋場則較少有經過適當的邊坡穩定分析來決定其最終斷面或增加邊坡穩定性的工程設 計。 在台北市內湖垃圾山及福德坑掩埋場所採用之安全係數，區分為地震時須大於 1.1，平時須大

3 於 1.5（（（（陳榮河陳榮河陳榮河陳榮河，，，，1990））））。美國環保署(USEPA)對掩埋場安全係數之標準均須考慮地震力，但 依掩埋場崩塌後對生命安全或環境是否產生重大危害程度有不同之標準(USEPA, 1994)。此外， 分析時所採用土壤或垃圾特性等參數之可靠度低者，其標準亦須提高。內湖垃圾山分析之結 果顯示，平時最低之安全係數為 1.46，但地震時穿越垃圾層及底部較軟弱地層(粘土及沉泥) 之深層滑動面，其安全係數只有 0.99，地震時安全勘慮。有鑑於此，當內湖垃圾山辦理復育 工作時，沿垃圾山坡趾處每隔數公尺打設一支 PC 抗滑樁，其深度穿越潛在之滑動面。另福 德坑掩埋場因屬經事先規劃設計，再使用之場址，其設計值顯示垃圾層平時最低之安全係數 為 1.68，地震時為 1.21。 環保署近年來陸續補助各級政府主管的掩埋場進行復育工作，至 91 年度為止已達 132 場以上。 此外，歷年來也曾經舉辦過研討會與宣導會，針對掩埋場的復育工程規劃與設計進行說明（（（（行行行行 政院環保署 政院環保署 政院環保署 政院環保署，，，，2003）））），以提升各地方主管機關與工程顧問機構的專業能力，但由於此為長期的 工作，短期內並不易發揮成效。 因此，根據環保署 2003 年委託研究單位訪視 29 個復育掩埋場（行政院環保署，2003）的結 果顯示，『邊坡穩定性不足』名列掩埋場問題的榜首。針對這一類掩埋場的穩定問題，國內的 主管機關曾提出以下建議： 1. 掩埋場在平地應不高於 50 公尺，在丘陵則可酌量提高。當掩埋場高度愈高，其坡度 則應求其平緩。 2. 掩埋場外緣坡度基本上應不小於 1:3。祇有當掩埋場需要堆積更高時，方予酌情放緩 坡度。 3. 當坡面愈趨於上方時，坡度可酌增陡峻，當坡面愈趨於下方時，坡度則勢須放緩。 4. 掩埋場高度每增加 8~10 公尺時，則須加設最少為 4 公尺寬的平台階面一座。階面內 側須有排水溝設置。 然而，上述這些建議僅屬於訪查人員根據現場狀況的初步建議，並未經過邊坡穩定分析的檢 核，且對於山坡地掩埋場的適用性更需要加以檢討。 位於馬拉尼最聲名狼藉的地方為柏亞塔斯(Payatas)掩埋場，1988 年時廢棄物總量只有目前的 十分之一，四周也只住了一千人左右。隨著愈來愈多菲律賓貧窮省分的居民移入馬尼拉，被 稱為「應許之地」的該掩埋場附近就變成市區少數幾個低房價地區之一。雖然多數人不願意 住在這個馬尼拉最大的垃圾山附近；但事實上卻有人無畏於如此不良的居住環境，不顧一切 地住進來，並且不以為恥。他們後來多成為拾荒者，完全仰賴垃圾維生。垃圾場的體積和「應 許之地」的人口與日俱增。到了公元兩千年，相當於三個足球場大的垃圾場，高度已經超過 五十公尺。 在 2000 年歷經了幾場豪雨之後，7 月 10 日清晨，廢棄物邊坡如雪崩般滑動，許多貧民的鐵 皮屋被壓垮、壓在數米高的廢棄物底下。這次災難總計有 230 人死亡、800 餘人失蹤。雖然 國內有不少掩埋場的穩定性堪虞，但因為掩埋場周遭無居民緊鄰居住，所以尚不至於發生這

4 種大規模的慘劇。 圖 圖圖 圖 1-5 菲律賓馬尼拉菲律賓馬尼拉菲律賓馬尼拉菲律賓馬尼拉 Payatas 掩埋場崩塌狀況掩埋場崩塌狀況掩埋場崩塌狀況掩埋場崩塌狀況 （ （（ （箭頭處為被壓垮的鐵皮屋箭頭處為被壓垮的鐵皮屋箭頭處為被壓垮的鐵皮屋）箭頭處為被壓垮的鐵皮屋）） ）

1.2 研

研

研

研究目的

究目的

究目的

究目的

本計畫的目的為針對國內的掩埋場： 1. 求得台灣一般廢棄物與焚化灰渣的剪力強度參數與其他工程性質參數 2. 探討控制山坡地掩埋場穩定性設計的因子：掩埋面坡高、掩埋面邊坡角度、掩埋場 底部邊坡角度、廢棄物剪力強度、地工合成材料界面剪力強度、孔隙水壓 3. 探討山坡掩埋場設計的最佳分析方法與各種分析方法適用的條件與限制 4. 利用數值分析探討創新掩埋場掩埋剖面的可行性

1.3 預期完成之工作項目

預期完成之工作項目

預期完成之工作項目

預期完成之工作項目

本研究預期完成之工作項目包括： 1. 掩埋場廢棄物與焚化爐灰渣性質基本性質與剪力強度性質調查 2. 焚化灰渣與地工止水膜界面剪力強度 3. 掩埋場剖面測量與 2D 邊坡穩定分析(Geoslope/w, FLAC/Slope)約 200 個斷面 4. 掩埋場剖面測量與 3D 邊坡穩定分析 5. 掩埋場變形分析(FLAC)以及變形量與安全係數之比較評估。

5

二

二

二

二、

、

、文獻回顧

、

文獻回顧

文獻回顧

文獻回顧

2.1 掩埋場

掩埋場

掩埋場

掩埋場邊坡穩定

邊坡穩定

邊坡穩定

邊坡穩定

2.1.1 掩埋場邊坡穩定概念掩埋場邊坡穩定概念掩埋場邊坡穩定概念 掩埋場邊坡穩定概念 廢棄物表面會因為邊坡不穩定而導致破壞，垃圾整體會發生滑動。過去就曾發生掩埋場破壞 導致垃圾整體滑動現象(Byrne et a1.，，，1992)， ，因此必須考慮短期和長期的垃圾整體穩定性問

題(Howland and Ladva，，，，1992)。

掩埋場側邊坡的穩定，本質上即為一大地工程邊坡穩定問題，但因掩埋場的構造中因為有地 工合成材料構成的弱面。如圖圖圖圖 2-1 與圖圖圖圖 2-2 顯示，在掩埋場底部的阻水系統與最終覆蓋系統 中，均必須使用許多地工合成材料(Geosynthetics)以發揮其功能；但這些材料之間大多剪力強 度較低，因此亦產生滑動。此外，因廢棄物的剪力性質難以掌握，所以分析起來更為複雜。 圖 圖 圖

圖 2-1 一般廢棄物掩埋場底部阻水系統一般廢棄物掩埋場底部阻水系統一般廢棄物掩埋場底部阻水系統一般廢棄物掩埋場底部阻水系統(Bottom Lining System)構造示意圖構造示意圖構造示意圖構造示意圖

圖 圖 圖 圖 2-2 一般廢棄物掩埋場最終覆蓋系統構造示意圖一般廢棄物掩埋場最終覆蓋系統構造示意圖一般廢棄物掩埋場最終覆蓋系統構造示意圖一般廢棄物掩埋場最終覆蓋系統構造示意圖 廢棄物 黏土阻水層(GCL) 不透水布(GCL) 集排水層 地工織物分隔層 覆土 現地土壤 地工格網 地工織物濾層 廢棄物 黏土阻水層(GCL) 不透水布 集排水層 覆土 地工織物分隔層 集排氣層 表土植生

6 根據我國一般廢棄物回收清除處理辦法（環保署，2002）第三十條第二款規定，掩埋場終止 使用時，應覆蓋厚度五十公分以上之砂質、泥質黏土、皂土或具相同阻水功能之地工材料組 合等阻水材料，覆蓋砂石者，並予以壓實。壓實後，平坦面坡度為百分之一以上，斜面坡度 為百分之三十以下，並應綠化植被。然而，因為國內掩埋場多半超量掩埋或因為於山坡地， 因此多未能符合上述坡度低於百分之三十（約為 17.5°）的要求。 根據環保署 2003 年委託研究單位訪視 29 個復育掩埋場（行政院環保署，2003）的結果顯示， 『邊坡穩定性不足』名列掩埋場問題的榜首。針對這一類掩埋場的穩定問題，國內的主管機 關曾提出以下建議： 1. 掩埋場在平地應不高於 50 公尺，在丘陵則可酌量提高。當掩埋場高度愈高，其坡度則 應求其平緩。 2. 掩埋場外緣坡度基本上應不小於 1:3。祇有當掩埋場需要堆積更高時，方予酌情放緩坡 度。 3. 當坡面愈趨於上方時，坡度可酌增陡峻，當坡面愈趨於下方時，坡度則勢須放緩。 4. 掩埋場高度每增加 8~10 公尺時，則須加設最少為 4 公尺寬的平台階面一座。階面內 側須有排水溝設置。 另一方面，國內專家提出在目前存在的掩埋場中下述的垃圾邊坡範圍已被觀察為穩定邊坡（陳 榮河，1997）： 1. 事業廢棄物：4H：lV (≈14.0°)到 3H：lV(≈18.4°) 2. 包含 40%固體的污泥式廢棄物：7H：lV(≈8.1°)到 6H：lV (≈9.5°) 3. 飛灰沈積物：7H：lV (≈8.1°)到 6H：lV(≈9.5°) 4. 砂質廢棄物和飛灰：4H：lV (≈14.0°)到 3H：lV (≈18.4°) 美國環保署的掩埋場設計要求(USEPA,1994)，『掩埋場的覆蓋系統必須在 25 年頻率暴雨 24 小時逕流與入滲狀態下保持穩定。坡度較 5H:1V(≈11.3°)陡者應該設置排水層。並應利用試驗 求出覆蓋系統中的各個構件之間在乾燥與飽和狀態下的摩擦角，以其最低之摩擦角作為邊坡 之最大坡度。』長期穩定的安全係數應大於 1.5。地震時安全係數則必須大於 1.0。（根據 RCRA Subtitle D 採用 USGS 2120 尖峰岩盤加速度圖 90%機率 250 年重現期地震。相當於 2400 年重 現期的地震。）若安全係數小於 1.0，則必須採用更嚴謹的分析方法評估地震時的位移。 表 表 表 表 2-1 美國環保署對於掩埋場穩定安全係數之規範美國環保署對於掩埋場穩定安全係數之規範美國環保署對於掩埋場穩定安全係數之規範美國環保署對於掩埋場穩定安全係數之規範(USEPA，，，1994)， 類 別 安 全 係 數 土壤或廢棄物強度參數可靠度高 者 土壤或廢棄物強度參數可靠度低者

7 崩塌後對生命無立即危害 >1.25 >1.5 崩塌後對環境無重大影響 >1.2 >1.3 崩塌後對生命產生立即危害 >1.5 >2.0或更高 崩塌後對環境產生重大影響 >1.3 >1.7或更高 國外專家學者透過案例分析，針對十個大型掩埋場破壞案例，探討邊坡破壞機制。進行 2-D 及 3-D 邊坡穩定分析；2-D 分析，使用 GEOSLOPE 程式並採用 Bishop simplified、Janbu simplified 進行求解；3-D 分析，使用 CLARA 程式，採用相同的切片法分析，同時比較 2-D 及 3-D 之安全係數。在有襯墊層的掩埋場當中，考慮邊坡滑動啟動機制時，其形狀因子(WF= FS3-D/ FS2-D)等於 1.15~1.43；不考慮時，形狀因子等於 1.10~1.33 (Koerner and Soong, 2000)。 2.1.2 掩埋場的破壞模式掩埋場的破壞模式掩埋場的破壞模式 掩埋場的破壞模式 垃圾掩埋場的邊坡破壞模式及分析方法，可以歸納區分為五大類(陳榮河陳榮河陳榮河陳榮河與陳國賢與陳國賢與陳國賢與陳國賢，，，，2002)。 整理如表表表表 2-2 所示。 表 表 表

表 2-2 掩埋場的破壞模式掩埋場的破壞模式掩埋場的破壞模式掩埋場的破壞模式(陳榮河陳榮河陳榮河陳榮河與陳國賢與陳國賢，與陳國賢與陳國賢，，，2002：：：：Mitchell and Mitchell，，，，1992)

破壞模式 發生情況 發生原因 分析方法 固體垃圾內部的滑動破壞 邊坡較高、坡度較陡、 垃圾夯實不足 垃圾剪力強度不足 圓弧破壞分析法 邊坡及基礎土壤之整體破壞 軟弱基礎(黏土層) 基礎下方土壤剪力強 度不足 圓弧破壞分析法 襯墊層之拉出或斷裂破壞 營運期間填埋時，因填 埋垃圾與襯墊層界面之 摩擦力產生向下牽引力 過大 襯墊層錨定力及張力 強度不足 參考Koerner (1994) 襯墊層界面之滑動破壞 坡度較陡、襯墊系統之 界面強度低 界面剪力強度不足 塊體平衡法 風頂和覆蓋層之破壞 覆蓋層坡度較陡、襯墊 系統之界面強度低 界面剪力強度不足 參考 Koerner (1994) 2.1.3 掩埋場的破壞案例掩埋場的破壞案例掩埋場的破壞案例 掩埋場的破壞案例

Koerner and Soong (2000)收集 1980 年至 2000 年間，世界各地十個大型掩埋場的破壞案例(如

表 表 表 表 2-3)，其中掩埋場底部有無設置襯墊層系統的案例各佔一半。廢棄物邊坡破壞造成的坍方 量 60,000 m3 ~ 1,200,000 m3，破壞類型以平面滑動居多，有設置襯墊層的掩埋場，則全部屬 於沿著襯墊層界面之滑動破壞。

8 表

表 表

表 2-3 掩埋場破壞案例掩埋場破壞案例掩埋場破壞案例掩埋場破壞案例(Koerner and Soong, 2000)

Case History Year Location Type Quantity Involved

Unlined U-1 U-2 U-3 U-4 U-5 1984 1989 1993 1996 1997 N.America N.America Europe N.America N.America Single rotational Multiple rotational Translational Translational Single rotational 110,000 m3 500,000 m3 470,000 m3 1,100,000 m3 100,000 m3 Lined L-1 L-2 L-3 L-4 L-5 1988 1994 1997 1997 1997 N.America Europe N.America Africa S.America Translational Translational Translational Translational Translational 490,000 m3 60,000 m3 100,000 m3 300,000 m3 1,200,000 m3

2.2 廢棄物

廢棄物

廢棄物

廢棄物、

、

、

、焚化灰渣

焚化灰渣

焚化灰渣

焚化灰渣及地工合成材材料工程參數

及地工合成材材料工程參數

及地工合成材材料工程參數

及地工合成材材料工程參數

2.2.1 基本參數不確定因素基本參數不確定因素基本參數不確定因素 基本參數不確定因素 掩埋場內之廢棄物種類眾多，成分複雜且形狀與大小差異極大，各類廢棄物於長期掩埋之情 形下，與周圍環境所產生化學或物理變化之情形與速率皆不相同。衛生掩埋場雖為人工填埋 之構造物，然相對於路堤填方或堤防土石壩而言，對於其中所填廢棄物之工程特性，例如應 力應變特性及其與時間變化之關係，由於取樣及試驗之困難度較高，至今尚無具體之結論。 此外由於廢棄物之種類與性質隨消費方式及產生地區性之不同，其長、短期工程性質隨區域 性之變化在所難免。在缺乏廢棄物可靠之工程特性參數前提下，又必須完成之衛生掩埋場穩 定性之分析與設計，權宜之計除使用較為保守之工程參數外，參考前人之設計經驗，並以回 饋分析方式及部分試驗室試驗結果驗證工程參數，為目前可行之方式。 由於廢棄物之應力應變特性及其與時間之關係無法確定，且掩埋場之廢棄物經長期物理與化 學變化後之剪力強度一般將較初始為低，老舊掩埋場因廢棄物長期變形，可能發生在封場後 覆蓋植被地表之不均勻沉陷，甚至產生張力裂縫，除可能降低覆蓋層之有效厚度，破壞地表 逕流增加滲入水外，亦因增加覆蓋層之含水量，產生引致滑動等降低穩定性之因素。且台灣 處於地震帶上，地震力對於衛生掩埋場穩定性勢必產生負面之影響。長期而言應特別注意安 全與穩定性之問題。衛生掩埋場因長期變形所產生之明顯現象一般包括地表高程之降低（沉 陷），坡度變化及等高線之蠕曲，植被顏色變化等。 固體廢棄物因組成成分受區域及時間影響極大，其強度特性至今仍無一定論，再加上廢棄物

9 與其下之基礎土壤間應力應變特性的差異，於掩埋場穩定分析時強度參數之選擇應特別謹慎 為之並就短期與長期強度進行分析。 在垃圾邊坡穩定分析中，須具備垃圾之基本參數，即合理之剪力強度參數(單位重(

γ

)、凝聚力 (c)、摩擦角(

φ

))，以及地工材料之界面強度，但因垃圾本身具有極大不確定性，致以傳統土壤 力學方法進行評估分析，所得之分析結果，實難另人完全信任與採納，而主要之不確定因素 如下(陳盈文陳盈文陳盈文陳盈文，，，，2006): 1. 有機垃圾會隨著掩埋時間漸漸發生化學反應，起初為好氧性分解，爾後經覆蓋土層後， 行成厭氧性分解，分解過程中排出甲烷及二氧化碳，將影響試驗之準確性。 2. 掩埋場中腐敗性垃圾會隨時間不斷腐化，垃圾剪力強度具變化性，導致採樣時間之控 制度，不易掌握具代表性採樣時間。 3. 部分垃圾具高度不均質性，如混雜式掩埋場，其中大型固體廢棄物，在一般採樣下(採 樣試體較小)，所得試驗結果，將無法足以代表整體之垃圾性質。 4. 在實驗室進行垃圾壓實，有其困難度。 5. 除特殊性分類之掩埋場(如灰渣掩埋場、固化後掩埋場)，可得較為代表性之均質土質 參數外，一般分析均假設垃圾層為均質均向，與實際土質實有某種程度上之差異性。 6. 不均質之垃圾，造成極為差異之孔隙比，影響垃圾單位重(γ)…等土壤性質。 7. 一般掩埋場在進行封閉復育階段，皆會採取植被做為綠美化之手段，有效之植被亦能 提昇邊坡穩定，而植被種類之選擇，亦影響復育後之邊坡穩定度，在穩定分析時，並 未能有模擬之參考數據，加以納入考量。 8. 近年在資源回收觀念之倡導下，掩埋場堆置垃圾之組成明顯改變，新舊垃圾之改變， 即使使用國外經驗參數或本土建置之垃圾參數，仍值得商確。 2.2.2 固體廢棄物單位重固體廢棄物單位重固體廢棄物單位重 固體廢棄物單位重 在廢棄物的可燃物中，紙類全年度平均約佔乾基組成份的 28%，塑膠類約佔組成的 20%，纖 維布類約佔 6%，木竹類約佔 4%，廚餘類約佔 23%，皮革橡膠類全年度佔 0.40％，其他類則 約佔全年度的 6%。不可燃物中，金屬類佔全年度的 4%，玻璃佔 6%，陶瓷類佔 1%，石頭土 砂佔 2%，其他類小於 1%。 垃圾單位重受垃圾層本身物理組成、掩埋時間、掩埋方式、掩埋年代、化學分解速率、堆置 時壓密程度、排水狀況及沉陷因素等影響，產生相當大的變化。且由於掩埋物取樣困難，因 此不易求得。廢棄物經掩埋壓實後單位重依壓實程度不同約在 4~9 kN/m3 (0.4~0.9 t/m3)間，但 年代較久之垃圾層經生物分解及壓密沉陷後單位重可高達 9 ~10 kN/m3 (1.0~1.1 t/m3)。 根據環保署近年的調查顯示一般廢棄物掩埋場之廢棄物平均單位容積重為 225.61 kg/m3_，極大

10 值為 368.5 kg/m3_{，極小值為 150.5 kg/m}3_{。這是根據環檢所的試驗標準所取得的數據，並不適} 合大地工程分析使用。 Kavazanjian et al. (1995)等整理相關文獻並由大型開挖結果，提出圖圖圖圖 2-3之單位重深度曲線， 其結果顯示表面之掩埋物之單位重為 6.5 kN/m3_{並隨著深度增加而呈線性增加，至 30 公尺深} 度其單位重為 11.5 kN/m3_{，至此深度以下呈曲線變化，50 公尺以下約為定值 12.5 kN/m}3_，常 見之掩埋物平均單位重約為 8.5 – 10 kN/m3_{，若無現場量測資料，可利用此曲線配合表面開挖} 加以推估。 圖 圖圖 圖 2-3 固體掩埋物單位重深度曲線固體掩埋物單位重深度曲線固體掩埋物單位重深度曲線固體掩埋物單位重深度曲線（（（（Kavazanjian et al. (1995)）））） 由於廢棄物是由各種物質組成，各地方的生活習慣、各年代所產生的垃圾及測量的方法不同， 故一般廢棄物的單位重變化很大，也沒有一定的值。想要正確的計算廢棄物的單位重困難處 在於(Fassett et al., 1994)： 1. 掩埋的廢棄物組成成份不一致； 2. 想要得到足夠代表現場條件的試體很困難； 3. 廢棄物成份不穩定的特點使得取樣和試驗都很困難； 4. 廢棄物的性質隨時間而改變。 一般固體廢棄物的單位重可以透過多種方法量測，室外試驗方面如大尺寸盒量測、試坑量測、 γ 射線量測、垃圾垂直方向應力量測及計算掩埋場的體積及進場的垃圾重量計算求得等方法； 室內試驗如有用重模的大或小試體計算、分別計算垃圾成份的單位重以及百分比加權求得， 國內外學者曾經由各種方法求單位重值(Bromswell, 1978; Dvinoff and Munion, 1986; Merz and Stone, 1962; Sargunan, et al., 1986; Schumaker, 1972; Sowers, 1973)，重模後夯實的單位重依夯 實的程度約在 3.92~8.83 kN/m3 間，可以相差在 4.91 kN/m3 以上，大致上不超過 9.81 kN/m3； 現場量測值大約在 4.91~6.87 kN/m3，依覆土與垃圾的比例不同最大可達到 9.81 kN/m3 以上；

11 而年代較久之垃圾層經生物分解及壓密沉陷後也可達到 9.81 kN/m3 以上，由此可知單位重的 變化大是因為倒入的垃圾成份不同、含水量不同、壓實程度不同以及每天的覆土量不同等原 因造成。 行政院環保署委託逢甲大學所作的實驗分析得知（環保署，2004），89 年到 93 年度之單位容 積重全國平均值約為 1.60 ± 0.05 kN/m3；表 1 為各國文獻建議的單位重值，其值皆在 4.91 kN/m3 以上，遠大於環保署近年調查的一般廢棄物平均單位重，當實驗過程因四分法後採集 到較多之輕物質（如塑膠、紙類等），其單位重將可能偏向低值，而若廚餘或不燃物比例較高， 單位重則可能偏高，這是環檢所的試驗標準所取得的數據，並不適合大地工程分析使用。 表 表 表

表 2-4 自自自自各國文獻各國文獻各國文獻各國文獻中蒐集之廢棄物單位重資料中蒐集之廢棄物單位重資料中蒐集之廢棄物單位重資料中蒐集之廢棄物單位重資料 (Dixon and Jones, 2004)

國家 單位重 (kN/m3

) 備註 文獻

英國 5.98 使用 21 噸的夯鎚，離地 2m Watts and Charles (1990)

8.04 使用 21 噸的夯鎚，離地 0.6m 比利時 5.00~10.01 不同的夯實程度 Manassero et al. (1996) 法國 6.97 地表的新鮮一般廢棄物 Gourc et al. (2001) 美國 5.98~6.97 新掩埋的一般廢棄物 Kavazanjian (2001) 14.03~20.01 高度降解 2.2.3 固體廢棄物剪力強度參數固體廢棄物剪力強度參數固體廢棄物剪力強度參數 固體廢棄物剪力強度參數 現地掩埋物之剪力強度參數，受限於取樣代表性與試驗設備之限制，不易求得，一般多利用 室內重模大型剪力試驗、現地大型剪力試驗、反算分析(back analysis)等方法推估。

有研究者提出廢棄物內聚力 c 值在 0 – 67 kPa 之間，摩擦角

φ

在 10 - 53°之間(Knochenmus et al., 1998;Kavazanjian et al., 2001)。Vam Impe (1998)綜合了 24 個利用邊坡穩定迴歸分析與室內 與現場試驗的廢棄物剪力強度研究，他整理所得的結果：(1) 0 ≤

σ

≤ 20 kPa, c ≈ 20 kPa,

φ

= 0°； (2) 20 ≤

σ

≤ 60 kPa, c = 0 kPa,

φ

≈ 38°；(3) 20 ≤

σ

≤ 60 kPa, c ≥ 20 kPa,

φ

≈ 30°。這些數值與

Kavazanjian et al. (2001)所提出之結果相近。

根據游中揚游中揚游中揚游中揚（（（（1998））））整理前人數據後指出，國外於掩埋場現地以標準貫入試驗及現場載重破

壞性試驗等試驗結果顯示，垃圾之摩擦角(

φ

)與凝聚力(c)大致呈反比關係，其摩擦角約在 12° -

26°之間，凝聚力約在 0.45 - 0.02 kg/cm2間。另一方面，Landva and Clark (1986)年久廢棄物， 摩擦角 38° - 42°，內聚力 16 – 19 kPa。但一年後求得的數據為摩擦角 33°，內聚力 16 kPa。

Howland and Landva (1992)的研究則得出 10 – 15 年的廢棄物，摩擦角 33°，內聚力 17 kPa。

Gabr and Valero (1995) 10 – 15 年的廢棄物，摩擦角 20° - 39°，內聚力 0 - 28 kPa。Kavazanjian et al. (1995)整理相關結果，建議圖圖 2-4圖圖 之掩埋物剪力強度參數，當淺層正向應力小於 25 kPa 時，掩埋物之摩擦角為 0，凝聚力 c =24 kPa，當正向應力大於 25 kPa 時，掩埋物之摩擦角為

12 33°，凝聚力 c=5 kPa；保守值可用摩擦角為 28°與凝聚力 c=5 kPa 或忽略凝聚力但取摩擦角在 30°~40°間。 圖 圖 圖 圖 2-4 掩埋物剪力強度建議值掩埋物剪力強度建議值掩埋物剪力強度建議值掩埋物剪力強度建議值（（（（Kavazanjian et al., 1995））））

Landva and Clark (1990)曾針對數個不同掩埋場之固體廢棄物進行直剪試驗（試體大小為

43.4 cm X 28.7 cm），發現凝聚力介於 0.0 至 23.0 kPa 間、摩擦角則介於 24°至 41°間，受廢棄

物組成成分影響很大。Landva and Clark (1990)更進一步指出，傳統上將剪力強度與正向應

力表示成單一線性之關係可能不適用於固體廢棄物。 Kavazanjian et al. (1995)依據平鈑載重試驗反算分析、實驗室與現地大型直剪試驗，配合已 知穩定之現地掩埋場反算分析結果，建議取強度分佈之下限值，以雙線性來描述固體廢棄物 之強度特性，如圖圖圖圖 2-5 所示，當正向應力低於 30.0 kPa 時，取凝聚力 24.0kPa、摩擦角 0 度； 當正向應力大於 30.0kPa 時則取凝聚力 0.0 kPa、摩擦角 33°。 Eid et al. (2000)則綜合大型直剪試驗結果及已發生破壞之現地掩埋場邊坡反算分析結果，建 議固體廢棄物之強度參數可取凝聚力 25.0kPa、摩擦角 35 度，如圖圖圖圖 2-6 所示。然而，

Kavazanjianet al. (2001)針對 Eid et al. (2000)所收集的強度資料特別指出，當正向應力超過 150 kPa 後，摩擦角有明顯降低的現象，因此固體廢棄物之強度參數不適合以單一線性來描 述。

13 圖 圖 圖 圖 2-5 固體廢棄物之剪力強度固體廢棄物之剪力強度固體廢棄物之剪力強度固體廢棄物之剪力強度(Kavazanjian et al., 1995) 圖 圖圖 圖 2-6 固體廢棄物之剪力強度固體廢棄物之剪力強度固體廢棄物之剪力強度固體廢棄物之剪力強度(Eid et al., 2000) 此外，固體廢棄物之應力應變關係也明顯與一般土壤材料不同。固體廢棄物之三軸壓縮試驗

顯示，在軸向應變超過 30%後，其應力仍持續上升，並無達到穩定值之跡象(Singh and Murphy,

1990；；；；Machado et al., 2002)。因固體廢棄物之破壞應變明顯遠高於一般土壤材料，當掩埋場 之基礎土壤達到尖峰強度時，固體廢棄物只發揮了部分強度，直到累積足夠剪應變，固體廢 棄物達到破壞強度後，才會發生明顯可見穿透廢棄物堆填邊坡之破壞，此時其下之基礎土壤 可能已達到其殘餘強度。因此，進行掩埋場邊坡穩定性分析時，若基礎土壤及固體廢棄物同 時採用尖峰強度可能導致不保守的結果。 相較於一般土壤材料，固體廢棄物成份複雜、形狀差異極大，以及長期掩埋後物理及化學變 化的影響，強度將隨時間而變化，因此無法取得具代表性之試體進行試驗。估算廢棄物的強 度參數一般利用室內大型直剪試驗、現地大型直剪試驗、三軸試驗、反算分析等方法推估。 0.00 50.00 100.00 150.00 200.00 250.00 0.00 50.00 100.00 150.00 200.00 250.00 300.00 350.00

Normal Stress (kPa)

S he ar S tr en gt h (k P a)

Landva & Clark (1990) Pagotto & Rimoldi (1987) Private Facility in Ohio Town of Babylon Operating Industries (OII) Lopez Canyon

14 表 表 表 表 2-5 為國外一些學者以上述方法求得之剪力強度值。Landva 及 Clark (1990)將不同時間同一 地點及粉碎後的廢棄物進行室內大型直剪試驗，結果顯示其內摩擦角約在 24°~42°之間，這些

材料也存在 0~23 kPa 的凝聚力。Singh 及 Murphy (1990)根據室內、現場試驗以及通過反算得

到強度資料，發現垃圾強度在本質上的極大差異性，但仍歸納出此值的範圍大致分布在 c (kPa)=-2.35

φ

(°)+81 ± 17 內。Kavazajian et al. (1995)依照各種試驗結果，提出了一條折線形的 強度包絡線，當正向應力低於 30.0 kPa 時，取凝聚力為 24.0 kPa，摩擦角為 0°；當正向應力

大於 30.0 kPa 時則取凝聚力為 0 kPa，摩擦角 33°。Eid et al. (2000)則綜合大型直剪結果及已發

生破壞之現地掩埋場反算分析結果，建議固體廢棄物之強度可取凝聚力 25.0 kPa 及摩擦角 35°。 然而Kavazajian et al. (2001)針對Eid et al. (2000)所收集的強度資料特別指出，當正向應力超過 150.0 kPa 後，摩擦角有明顯降低的現象，因此固體的廢棄物不適合以單一線性來描述。

Mitchell 及 Mitchell (1992)觀察到，當掩埋場挖一直立壁面的深溝，其溝仍然能保持長期的穩 定，雖然此時的凝聚力有可能是廢棄物顆粒的交疊或咬合作用造成，顯示廢棄物的“凝聚力” 是一個重要的特性不可忽略。

此外，固體廢棄物之應力應變關係也明顯與一般土壤材料不同。固體廢棄物之三軸壓縮試驗

顯示，在軸向應變超過 30%後，其應力仍持續上升，並無達到穩定值之跡象(Singh and Murphy,

1990;Machado et al., 2002)。因固體廢棄物之破壞應變明顯遠高於一般土壤材料，當掩埋場之 基礎土壤達到尖峰強度時，固體廢棄物只發揮了部分強度，直到累積足夠剪應變，固體廢棄 物達到破壞強度後，才會發生明顯可見穿透廢棄物堆填邊坡之破壞，此時其下之基礎土壤可 能已達到其殘餘強度。因此，進行掩埋場邊坡穩定性分析時，若基礎土壤及固體廢棄物同時 採用尖峰強度可能導致不保守的結果。 表 表 表 表 2-5 廢棄物剪力強度值廢棄物剪力強度值廢棄物剪力強度值廢棄物剪力強度值(Sadek et al., 2001) 剪力強度參數 文獻來源 剪力強度參數 文獻來源 c(kPa) φ(°) c(kPa) φ(°)

Direct Shear (LAB) Back analysis

19 42 Landva & Clark ' (1986)

29 22 Pagotto & Rimoldi (1987)

19 38 78 1 Singh & Murphy

(1990)

10 33.6 80 8.5

16 33 Landva & Clark (1990)

60 15

19 39 57 3

22 24 40 13

35 0 Singh & Murphy

(1990) 0 35 70 20 0 38 65 3 35 14 0 38 20 20 0 42 18 20

15

15 31 27 19.5

0 39 Singh & Murphy (1990)

Misc.

0 53 0 35 Martin & Genthe (1993)

0 41 Golder

Assoc.(1993)

10 25 Cowland (1993)

5 40 Del Greco &

Oggeri (1993)

10 17 Jessberger et al.(1994)

40 39 15 35 Singh & Murphy (1990)

5 20 23. 5 20 24 22 0 35 10 25 6 23 Kolsh et al. (1993) 70 20 8 30 23.5 22 11 32 7 42 Jessberger et al. (1994) 10 23 Fasset et al. (1994) 28 26.5 10 32

27.5 20 Gabr & Valero (1995) 7 38 Jessberger et al. (1994) 0 39 0 30 10.5 31 Jones et al. '97 0 40 50 35 Pelkey (1997) 15 15 Kolsh (1995) 0 26 18 22 43 31 Kavazanjian et al. (1999) 5 25 Jones et al. (1997) 24 18 Mazzucato et al. (1999) 0-50 35 Eid et al. (2000)

Field testing Triaxial tests(LAB)

80 1 Singh & Murphy

(1990)

10 0

0 Gabr & Valero (1995) (cu,φu) (c’,φ’) 100 1 40 0 10 18 Richardson & Reynolds (1991) 16. 8 34 10 43 10 30 Whitiam et al. (1995) 22 18.2 Thomas et al. (2003) 此外，固體廢棄物之應力應變關係也明顯與一般土壤材料不同。固體廢棄物之三軸壓縮試驗

顯示，在軸向應變超過 30%後，其應力仍持續上升，並無達到穩定值之跡象(Singh and Murphy，，，，

1990；；；；Machado et al.，，，2002)， 。因固體廢棄物之破壞應變明顯遠高於一般土壤材料，當掩埋場 之基礎土壤達到尖峰強度時，固體廢棄物只發揮了部分強度，直到累積足夠剪應變，固體廢 棄物達到破壞強度後，才會發生明顯可見穿透廢棄物堆填邊坡之破壞，此時其下之基礎土壤 可能已達到其殘餘強度。因此，進行掩埋場邊坡穩定性分析時，若基礎土壤及固體廢棄物同

16 時採用尖峰強度可能導致不保守的結果。 國內掩埋場中廢棄物的工程性質研究甚少。對於掩埋場的設計來說，一般廢棄物（亦即生垃 圾）與焚化灰渣的特性會影響到掩埋場的設計。台灣的一般廢棄物含水量高、且含廚餘，且 在台灣濕熱多雨的環境中，生化反應速率較高。因此台灣的一般廢棄物在掩埋之後，可能產 生的滲出水量與廢氣量、廢棄物壓縮量與掩埋場沈陷量較國外的一般廢棄物掩埋場高。 以往對內湖垃圾山之穩定性分析所採用之參數，則參考日本實際資料、並折減其強度至 75%， 分別為 = 24.2°，c = 33 kPa (3.38 t/m2 )，垃圾之單位重則取 6.3 kN/m3 (0.7 t/m3)。另福德坑衛 生掩埋場於規劃階段之穩定性分析，所採用摩擦角及擬聚力與內湖垃圾山一致，但單位重取 更保守之 8.1 kN/m3 (0.91 t/m3)（陳榮河，1990）。 因為通常廢棄物含有很高的纖維成分（體積較大的成分），所以往往剪力強度頗高。但是掩埋 場的破壞發生則也往往是營運期間操作人員並不了解邊坡穩定與廢棄物強度的觀念，將廢棄 物填埋超過穩定的高度與坡度。 由於廢棄物的均質性很低，且尺寸大小不一，因此傳統的土壤力學試驗都不太適用，原因有 下列數點（陳榮河，1997）： 1. 許多的垃圾在掩埋後的短短幾年便有生化反應，起初是好氧分解，再來是厭氧分解， 排放出的氣體大部分是甲烷和二氧化碳。在試驗中這些排放出的氣體會影響試驗的 結果。 2. 在掩埋場中的腐敗性垃圾會不斷的惡化，導致垃圾剪力性質的變化。 3. 有些垃圾，像家庭廢棄物是屬於高度不均質，所以小試體不足以代表整體垃圾的剪 力性質。 相較於一般土壤材料，固體廢棄物因成分複雜、顆粒形狀與尺寸差異極大，及長期掩埋後化 學或物理變化的影響，使其強度性質不僅變異性高且會隨時間改變。再加上一般土壤強度試 驗無法真正適用於廢棄物材料，因此，進行掩埋場邊坡穩定分析時，如何合理評估固體廢棄 物之強度參數為主要工作。 廢棄物剪力強度的取得方式有直接量測和間接量測。直接量測的方法包括：標準貫入試驗、 錐貫入試驗、壓力儀(Pressuremeter)、現地直剪試驗、間接量測的方法包括了：波速量測、電 阻量測、平鈑載重試驗、沈陷觀測、側向變形觀測、邊坡滑動回饋分析等。 ASTM D5321 大型直剪試驗的直剪盒為 30 cm X 30 cm，高度 10 cm，雖已較傳統的直剪試驗 ASTM D3080 試體尺寸大許多，但是對於廢棄物來說，因廢棄物尺寸不一，30 cm X 30 cm 的 尺寸仍嫌無法對於具代表性的廢棄物進行試驗。而且此儀器所能提供之正向力相當低，多半 僅適用於覆蓋系統的狀況。基於前述廢棄物的非均質與尺寸效應，廢棄物的性質藉由現場的 試驗可以求得最為可靠的數據。 現地掩埋物之剪力強度參數，受限於取樣代表性與試驗設備之限制，不易求得，一般多利用

17 室內重模大型剪力試驗、現地大型剪力試驗、反算分析等方法推估。蒐集相關文獻彙整如下 表 表 表 表 2-6。 表 表 表 表 2-6 垃圾剪力強度垃圾剪力強度垃圾剪力強度垃圾剪力強度(陳盈文陳盈文陳盈文陳盈文，，2006；，， ；；；錢學德等錢學德等錢學德等錢學德等，，，，2000) 文獻來源 摩擦角φ 凝聚力 c (t/m2 ) 備註 Fang等人(1977) 15°~25° 7.2 室內進行夯實垃圾之強度試驗 Oweis等人(1985) 20° 2.0~2.5 由現地推算（垃圾在軟弱至中等軟弱之 黏土層） STS（1985） 30°~35° 1.0~2.5 由壓力計試驗 Dvinoff，Munion (1986) 不排水剪力強度 cu=3.9 由一破壞實例推算 三宅宏文 (1981) 32.2° 4.5 日本實際量測之資料

Kavazanjian (1995) σ<25kpa, C=24kpa, φ=0° σ>25kpa, C=0kpa, φ=33°

平板載重試驗反算分析、實驗室與現地 大型直剪試驗，配合已知穩定之現地掩 埋場反算分析結果

Vam Impe (1998) 0≦σ≦20kPa, c≒20 kPa, φ= 0° 20≦σ≦60kPa, c= 0 kPa, φ≒38° 20≦σ≦60kPa, c≧20 kPa, φ≒30° 24個邊坡穩定迴歸分析與室內及現場 試驗 游中揚（1998） 12°~26° 0.45~0.02 kg/cm2 彙整國內外文獻 陳榮河（2002） 摩擦角φ與凝聚力 c 關係式 c（kPa）=-2.3φ+81±17 彙整國外文獻 鄭介眉（2004） 38.9° 1.054 依現地採樣資料分析 2.2.4 廢棄物承載力廢棄物承載力廢棄物承載力廢棄物承載力 在對土地資源有限的台灣，於土地的高度利用之要求下，掩埋場有愈往上堆的趨勢，日後封 閉後常會興建建築物（如公園、停車場、活動中心、會議中心、購物中心等），對於場址的承 載力不能忽視。

Singh and Murphy (1990)將掩埋場分為兩類：高度低於 60m、坡度比 3：1、場址底部土壤不

排水剪力強度大於 192 kN/m2_{者，傳統土壤邊坡穩定分析可應用於此；但是對於高於 68m，}

坡度較陡（1.5~2H to 1V），及位於軟弱土壤（Su 小於 96 kN/m2_{）上方者，除了傳統的邊坡穩}

定分析外，還要包括承載力分析。推算承載力可用圓錐貫入試驗或平鈑載重試驗求取，不過

安全容許應力由沉陷量決定。Schumaker (1972)建議容許承載力約在 24.5~ 39.2 kPa；Sargunan

et al. (1986根據Meyerhof (1956)之建議取承載力 qa = qc/40 （qc係由靜態錐式貫入試驗而得），

並得承載力為 29.4~39.2 kPa。

18 昇 昇 昇 昇（（（（1996））））提出一組地盤反力係數建議值，如表 4 所示，並認為地盤反力係數值基本上和 SPT-N 值有一正比關係。 表 表 表 表 2-7 地盤反力係數範圍地盤反力係數範圍地盤反力係數範圍地盤反力係數範圍(謝旭昇及程日昇謝旭昇及程日昇謝旭昇及程日昇謝旭昇及程日昇，，，，1996）））） 土壤種類 K_v之範圍 (t/m 3 ) 土壤種類 K_v之範圍 (t/m 3 ) 粘性土壤： 極軟 軟弱 中等堅實 堅實 極堅實 堅硬 < 500 500 ~ 1000 1000 ~ 2000 2000 ~ 4000 4000 ~ 8000 > 8000 砂質土壤： 極疏鬆 疏鬆 等堅密 緊密 極緊密 承載層 < 800 800 ~ 2000 2000 ~ 6000 6000 ~ 8000 > 8000 8000 ~ 10000

2.3 焚化灰渣

焚化灰渣

焚化灰渣

焚化灰渣工程性質

工程性質

工程性質

工程性質

國內外對於焚化灰渣的再利用雖有部分學者專家的研究成果，但是對於灰渣的工程性質，尤 其是剪力強度性質幾乎沒有研究。 2.3.1 灰渣的基本物性灰渣的基本物性灰渣的基本物性灰渣的基本物性 李維峰等人(2004)指出垃圾焚化底渣即指焚化廠以焚燒的方式處理都市固體廢棄物(MSW)後 所殘餘之灰渣，又稱為焚化底渣。底渣屬多孔隙輕質非均質物質，具有高比表面積的特性， 其表面的小孔洞是因為底渣顆粒由高溫熔融狀態，突然經淬火過程所造成。一般內含有鐵質 及非鐵金屬、磚瓦、陶瓷、玻璃碎片、石頭及泥土類等物質。而在適當的夯實下，底渣因較 少含量的似黏土顆粒而無回脹的問題，且不易因水入侵而導致不均勻沉陷之情形發生。 Pandeline et al. (1997)認為比重隨粒徑大小的增加而增加，此因含鐵質物粒徑較大，鐵質物愈 多，比重愈大。 表 表 表 表 2-8 灰渣物理性質灰渣物理性質灰渣物理性質灰渣物理性質 資料來源 Site Gs w (%) 阿太堡試驗 統一土壤分類

Tay and Goh (1991) 新加坡 2.45 - NP SP

Pandeline et al. (1997) 佛羅里達 2.55-2.79 15-21 - SW

李建中等(1995) 內湖 2.65 24.6 - GW-GM

林聖琪 (2000) 木柵 2.6 24.5 NP SW

19 內湖 2.02 - - SW 木柵 1.83 - - SW 圖 圖圖 圖 2-7 不同比例底渣與灰渣夯實曲線不同比例底渣與灰渣夯實曲線不同比例底渣與灰渣夯實曲線不同比例底渣與灰渣夯實曲線 Muhunthan et al. (2004)以不同比例底渣與飛灰進行標準夯實試驗，得圖 1，其認為灰渣混合物 的夯實曲線相似於黏土。數據顯示單位重皆較砂、黏土來的低，當底渣成份愈多，最大乾密 度(

γ

d,max)愈大，純底渣試驗時取得

γ

d,max約為 15.4 kN/m3；當飛灰成份愈多，則最佳含水量(OMC) 愈大，純飛灰時 OMC 高達 45 %。亦根據試驗，發現單位重差異不大，但含水量有較大的變 化，其導因於試體的粒徑大小、化學成份及吸水等特性不一所致。

Goh Anthony et al. (1993)利用標準夯實求取

γ

d,max及 OMC，分別為 14 kN/m3及 30.7 %。而傳統 填土的乾土單位重幾乎超過 18 kN/m3，故底渣的低單位重使其成為供建設用材的優點－質輕， 載重小，適用於覆土，可減少基層的沉陷。 2.3.2 灰渣的壓縮特性灰渣的壓縮特性灰渣的壓縮特性灰渣的壓縮特性 李建中等(1995)利用單向度壓密試驗研究內湖焚化廠底渣的壓縮特性，發現底渣未浸水情況 下壓縮速率相當快，施加垂直荷重後 0-60 秒即可達到約 90 %之壓縮量，故顯示試驗時，體 積的變化主要為瞬時壓縮。亦由疏鬆及緊密試體相作比較，疏鬆試體之壓縮指數 cc 約為 0.18-0.26；夯實試體僅在 0.043，此壓縮特性較一般土壤為佳。而因受壓緊密試體產生破碎， 造成解壓回脹量相當小，再壓縮指數 cr 約為 0.0045。疏鬆試體雖壓縮性較高，但壓縮時間短， 對長期穩定性影響不大；而夯實試體壓縮性低、回脹量小且容許壓應力大，故在一般工程應 用上有一定的優勢。 8 9 10 11 12 13 14 15 16 0% 10% 20% 30% 40% 50% 60% 70% 80% moisture content (%) D ry U n it W ei g h t (k N /m 3 ) BA FA 40%BA 60%FA

20 李文成(1998)則針對飽和、溼潤及烘乾三種底渣試體進行單向度壓密試驗，得壓縮指數 cc 約 為 0.003-0.068；回脹指數 cs 約為 0.001-0.011。經研究顯示含水量高、孔隙比大的試體變形量 較大，因浸水後，孔隙比上升，故浸水較原始底灰之沉陷量大。而同孔隙比下，浸水仍大於 原始底灰，此乃因烘乾試體壓縮主要來自顆粒彈性變形與破碎；溼潤或飽和主要來自顆粒的 彈性變形與破碎外，仍有顆粒的滑動與重排。 此外，Maria (2004)認為有機物會對材料的勁度造成不利的影響，亦即變形量大。而有機物含 量多從紙類、木頭或落葉等材料而來，故如能有效控制有機物含量，則將可提高焚化灰渣的 可用性。 2.3.3 灰渣的剪力強度灰渣的剪力強度灰渣的剪力強度灰渣的剪力強度 李建中等(1995)利用小型直剪、大型直剪與排水三軸試驗求取底渣自身剪力強度，如表 2 所 示，一般直剪所得的剪應力值較大型直剪稍高，雖摩擦角差異較小，主要是因凝聚力的差異， 顯示試體尺寸在本研究之顆粒分佈下，對於剪力強度影響很小，一般直剪即可適當代表剪力 強度。綜合三者之結果，由初始乾密度與內摩擦角的關係可知，三軸試驗所得之內摩擦角略 高於直剪結果，此與一般顆粒性土壤之現象並不一致，可能是因灰渣材料組成不均所造成， 而三軸中由外部套入的橡皮膜所產生的約束力造成試體邊界之應力條件改變，亦會影響結果。 故如一般情況下，對於剪力強度之評估宜以直接剪力強度試驗為主；若考慮 3-D 情況下之剪 力強度，宜就三軸所遭遇的問題加以探討並審慎評估。 表 表 表 表 2-9 不同試驗所得之底渣不同試驗所得之底渣不同試驗所得之底渣不同試驗所得之底渣剪力強度性質剪力強度性質剪力強度性質剪力強度性質 直接剪力試驗 大型直剪 排水三軸 疏鬆試體 夯實試體 疏鬆試體 疏鬆試體 w (%) 5% 15% 25% 15% 15% 15% γd (kN/m3) 12.75 13.12 14.25 17.76 12.75 13.1 c (kPa) 16.4 16.5 30.6 82.5 13.6 15.7 φ (°) 34.3 32.4 40.8 47.9 34.1 36.5 李文成(1998)使用 15×15 cm 尺寸之直剪盒進行灰渣直剪試驗，所得底渣的凝聚力約 6-14 kPa， 摩擦角約 25-43°。由剪應力與剪力位移關係中發現無出現尖峰值，此因剪動過程中底渣顆粒 破碎遠較砂土顯著，破碎顆粒不斷調整位置，剪力強度也隨位移的增加而增強。由試驗可知， 焚化底灰之剪力強度性質似無凝聚力砂土，強度主要來自顆粒間摩擦、體積膨脹效應、顆粒 破碎與重組、顆粒不規則外型。受剪過程中顆粒間所產生的互鎖作用，除受顆粒表面粗糙度 影響，也因試體緊密程度及所受正向應力所影響。

21

2.4 地工合成材界面剪力強度參數

地工合成材界面剪力強度參數

地工合成材界面剪力強度參數

地工合成材界面剪力強度參數

在阻水系統中存在著可能的兩個滑動面，分別為現地土壤與地工膜布以及覆土與地工膜布如 圖 圖 圖 圖 2-8 所示，至於如地工膜布等地工合成材之張力 T 則依圖圖圖圖 2-9 所示，由上下二介面剪力大 小決定，只有邊坡角度 β 小於各介面間的摩擦角，所有的地工合成材構件都不會產生張力， 且邊坡穩定之安全係數都大於一，但只要在上界面剪力大於下界面剪力時，地工合成材構件 就會產生張力，邊坡愈長則邊坡上鋪設之地工合成材料（包括地工止水膜）所受張力愈大， 故邊坡長度應予以限制。 圖 圖 圖 圖 2-8 地工膜布之界面強度參數地工膜布之界面強度參數地工膜布之界面強度參數地工膜布之界面強度參數（（（（單信瑜，單信瑜單信瑜單信瑜，，，1999）））） 圖 圖 圖 圖 2-9 地工膜布張力與界面剪應力圖地工膜布張力與界面剪應力圖地工膜布張力與界面剪應力圖地工膜布張力與界面剪應力圖（（（（單信瑜單信瑜單信瑜單信瑜，，，，1999）））） 地工膜布與土壤介面剪力強度參數隨著地工膜布表面處理方式不同而差異極大，對具平滑表 面之地工合成膜(smooth geomenbrane)，其典型靜態摩擦角約為 8°，而織物類(textured)地工膜

布其典型靜態摩擦角可達到 25°，Mitchell et al. (1990)之研究指出介面靜態視摩擦角受材質本

身、接觸介面性質與介面濕潤度影響，而Kavazanjian et al. (1991)與Yegian and Lahlaf (1992) 利用震動台與離心機研究地工膜布與土壤介面其動態與靜態視摩擦角差異，發現其差異有限， 因此可利用靜態試驗值進行擬靜態分析。對於複合式櫬墊層中夯實黏土與地工合成膜介面摩 擦角，其值受黏土夯實時水分與介面濕潤度影響極大，摩擦角分佈可從 6°至 30°，實務上多 利用此介面為滑動面時之反算值代表。另外夯實黏土櫬墊層其剪力強度介於 44~83 kPa

22

根據Martin et al. (1984)的研究，HDPE 地工膜布與砂之間的摩擦角約 18°，PVC 地工膜布與 砂之間的摩擦角約 23°。HDPE 地工膜布與地工織物之間的摩擦角約 6° - 11°，PVC 地工膜布 與地工織物之間的摩擦角約 11° - 24°。其他的研究數據顯示，砂和光面地工止水膜的摩擦角 大約在 17° – 25°之間(Koerner, 1994; Orman, 1994; Stamatopoulos and Kotzias, 1996; Liu et al., 1998; Stamatopoulos, 1998; Luellen et al., 1999)。織布和糙面地工止水膜的尖峰摩擦角則 在 19°-27°之間，殘餘摩擦角在 17°-24°之間(Luellen et al., 1999)。 有關掩埋場覆蓋系統的邊坡設計在考慮界面剪力強度或 GCL 之內剪力強度時，採用尖峰剪力 強度或殘餘剪力強度的抉擇，在過去曾經引發不少的討論。在許多地區，尤其是地震較為頻 繁的地區，常採用的原則是利用短期直剪試驗所得之尖峰剪力強度計算之邊坡滑動的安全係 數應大於 1.5。但是若預期在未來某界面或材料的尖峰剪力強度會降低（例如加勁 GCL 的纖 維已不存在），則應探討未來邊坡發生滑動(安全係數 FS < 1.0)的可能性以及其後果。因此， 或許應該在設計時明確指出設計年限以及納入未來維修或重建的可行性，或就此進行風險與

成本分析；類似Duncan (2000)所提出的機率設計方法，但是再加上時間的考量(Thiel and von

Maubeuge, 2002)。 另一種設計概念則是採用最低的殘餘剪力強度來分析邊坡穩定性。GCL 則以其殘餘剪力強度 來考量，意味著部分的加勁纖維已經拉斷。利用此種方式設計，則邊坡滑動的安全係數的要 求是 FS ≥ 1.0。在長期安全係數大於 1 的狀況下，邊坡將不至於發生滑動。但此種設計原則 較為保守。但是不僅法規中並未規定，且業界也無通用的準則究竟應採取哪一種安全係數的 計算方法以及所考量的設計年限。 表 表 表

表 2-10 舉出曾經以標準之檢驗方(ASTMD5321)土壤與 Smooth HDPE 求出介面強度之參數值。

Martin et al. (1984)研究發現，土與地工止水膜之間的摩擦角總是低於土與土之間的摩擦角，

地工止水膜越光滑堅硬，它與土之間的摩擦角就越小(如 HDPE)。Mitchell et al. (1992)指出介

面摩擦角不但受材質本身，接觸面性質、土壤的含水比都有一定程度的影響。Williams and Houlihan (1987)研究在不同種類的土壤及各種濕潤度下，土壤與地工止水膜的摩擦角範圍約在 17°~27°間，而土壤與織物類之摩擦角可到達 30°。 表 表 表 表 2-10 HDPE 界面強度參數值界面強度參數值界面強度參數值界面強度參數值（（劉家男（（劉家男，劉家男劉家男，，2004）， ）））

Geosynthetics Soil Test Condition σn (kPa) Shear Rate (mm/min) φp cp (kPa) Reference Sm HDPE sand hydrated 20-60 0.0025

-0.25

26-28 0 Koutsourais et al.(1991) Sm HDPE sand saturated 14-100 0.127 17-18 0 Martin et al.(1984)

Sm HDPE sand saturated 5-25 0.3 19-27 0.6-

0.7

Williams and Houlihan(1987) Sm HDPE Sapolite saturated 5-25 0.3 21 0.4 Williams and

Houlihan(1987)

Sm HDPE clay saturated 5-25 0.3 25 1 Williams and

23

Sm HDPE sand drain - - 18 0 Mitchell et

al.(1992)

Sm HDPE clay 壓實 - - 15 - Mitchell et

al.(1992) 地工合成材與土壤介面剪力強度參數隨著地工材的種類不同而有極大的差異，Mitchell et al. 之研究亦指出介面靜態視摩擦角受材質本身、接觸介面性質與介面溼潤度影響。Martin et al. (1984)利用不同土壤試體與不同地工合成材以研究地工材界面剪力強度，如表表表表 2-11，其認為 土壤與地工膜布的尖峰界面摩擦角總是較土壤間摩擦角為小，其中又以 HDPE 地工膜布界面 摩擦角最小。 表 表 表 表 2-11 地工合成材與土壤界面摩擦角地工合成材與土壤界面摩擦角地工合成材與土壤界面摩擦角 地工合成材與土壤界面摩擦角 Soil type concrete sand (φ=30°) Ottawa sand (φ=28°)

Mica schist sand (φ=26°) geomembrane smooth HDPE 18 18 17 rough PVC 27 - 25 smooth PVC 25 - 21 geotextile nonwoven needle-punched 30 26 25 nonwoven heat-bonded 26 - - woven monofilament 26 - - woven slit-film 24 24 23 林聖琪(2000)利用內湖焚化廠底渣與平滑地工膜布進行大型界面直剪試驗(30×30 cm)以探討 接觸面摩擦特性。取得界面剪力強度如表表表表 2-12，界面黏滯力約為 0-7.08 kPa，界面摩擦角約 為 19.1-25.7°。結果發現灰渣-地工膜布不同於土壤-地工膜布界面摩擦特性，土壤易受水的作 用影響而使界面剪力強度下降。灰渣因顆粒呈角狀並含有碎玻璃、陶瓷等尖銳物體，在正向 應力作用下，灰渣會嵌入地工膜布內，並在剪動時，使地工膜布產生刮痕。而亦因顆粒的嵌 入，提供了額外的阻止滑動的力量，此阻抗力量會大於水對界面摩擦的影響。 表 表 表 表 2-12 底渣與平滑地工膜布界面剪力強度底渣與平滑地工膜布界面剪力強度底渣與平滑地工膜布界面剪力強度底渣與平滑地工膜布界面剪力強度 組別 相對密度 Dr (%) 含水量 w (%) 尖峰強度參數 c (kPa) φ (°) 1 60 0 5.52 19.1 2 60 20 7.08 19.9 3 80 0 2.04 24.6 4 80 5 0 24.3 5 80 20 1.5 25.7