麥寮砂正常化應力應變行為研究

I

目錄

目錄 ... I 圖目錄 ... IV 表目錄 ... VIII 第一章 研究背景 ... 1 1.1 研究背景與目的 ... 1 1.2 研究流程 ... 2 1.3 論文內容概述 ... 3 第二章 文獻回顧 ... 5 2.1 砂土的壓縮行為 ... 5 2.1.1 應力狀態 ... 5 2.1.2 顆粒組構 ... 6 2.1.3 顆粒破碎 ... 8 2.1.4 MIT-S1 土壤壓縮模式 ... 8 2.2 土壤液化概述 ... 10 2.2.1 液化之機制與產生現象... 10 2.2.2 簡易法土壤液化潛能評估... 12 2.2.3 現地取樣與室內詴驗評估土壤液化潛能 ... 13 2.2.4 CPT 液化潛能評估 ... 16 2.3 土壤之臨界狀態與穩定狀態 ... 22 2.3.1 臨界狀態與穩定狀態 ... 22 2.3.2 臨界狀態曲線的獨特性... 22 2.3.3 狀態參數 ... 23 2.3.4 狀態參數之應用 ... 27 2.4 黏土之 SHANSEP 觀念 ... 29 2.4.1 SHANSEP 觀念 ... 29 2.4.2 SHANSEP 觀念與過壓密比（OCR）之關係 ... 30 2.5 影響粉土質砂土抗液化強度之因素 ... 32 2.5.1 顆粒組構對砂土抗液化強度的影響 ... 32 2.5.2 細料含量對砂土抗液化強度的影響 ... 33

II 2.5.3 孔隙比對細料含量的修正... 35 2.6 室內實驗詴體製作 ... 36 2.7 峴港砂概述 ... 38 第三章 麥寮砂之基本性質 ... 40 3.1 麥寮砂之來源 ... 40 3.2 麥寮砂之基本物理性質 ... 42 3.3 麥寮砂之壓縮性 ... 47 3.4 麥寮砂之臨界狀態與穩定狀態... 51 3.5 麥寮砂動態三軸與 CPT 詴驗數據整理 ... 56 3.5.1 CRR 與狀態參數之比較... 56 3.5.2 Qp與狀態參數之比較 ... 58 3.5.3 CRR 與 Qp之關係 ... 58 第四章 詴驗程序與詴驗設備 ... 62 4.1 詴驗程序 ... 62 4.2 三軸詴驗設備 ... 63 4.2.1 三軸室 ... 63 4.2.2 荷重加載系統 ... 65 4.2.3 氣壓與水壓控制系統 ... 65 4.2.4 量測系統與訊號擷取系統... 67 4.3 砂土重模詴體之架設程序 ... 68 4.3.1 詴體材料準備 ... 68 4.3.2 濕夯法詴體架設 ... 68 4.3.3 水中沉降法詴體架設 ... 69 4.3.4 詴體排氣與飽和 ... 70 4.3.5 詴體之壓密與過壓密 ... 70 4.3.6 動態三軸詴驗 ... 71 4.3.7 靜態三軸詴驗 ... 71 第五章 詴驗結果 ... 72 5.1 麥寮砂臨界狀態與狀態參數 ... 72 5.1.1 麥寮砂不排水詴驗下之臨界狀態 ... 72 5.1.2 麥寮砂狀態參數之應用... 76 5.1.3 修正細料含量對麥寮砂之影響 ... 85

III 5.2 麥寮砂詴驗結果經 SHANSEP 處理 ... 91 5.2.1 麥寮砂詴體細料含量 0％... 91 5.2.2 麥寮砂詴體細料含量 15％ ... 100 5.2.3 麥寮砂詴體細料含量 30％與 50% ... 109 5.2.4 麥寮砂軸差應力與過壓密比(OCR)之關係 ... 126 5.2.5 詴體製作方式對詴驗結果之影響 ... 132 5.3 麥寮砂、峴港砂動態詴驗結果... 133 5.3.1 麥寮砂、峴港砂動態三軸詴驗 CRR 與狀態參數關係 ... 133 5.3.2 麥寮砂、峴港砂動態三軸與 CPT 詴驗結果整合 ... 135 5.3.3 經細料含量修正後之麥寮砂動態詴驗結果 ... 140 第六章 結論與建議 ... 141 6.1 結論 ... 141 6.2 建議 ... 143 參考文獻 ... 144 附錄 A ... 150 附錄 B ... 169 附錄 C ... 198 附錄 D ... 204

IV

圖目錄

圖 1.1 研究架構流程圖 ... 4

圖 2.1 細料含量變化導致不同土壤組構(摘自 Thevanayagam, 1998) ... 7

圖 2.2 非凝聚性土壤在不同應力狀態下的壓縮行為(摘自 Pestana and Whittle, 1995) ... 9

圖 2.3 液化示意圖（Ishihara, 1985） ... 11

圖 2.4 不同細料含量之液化潛能臨界曲線圖(Stark and Olson, 1995) ... 20

圖 2.5 乾淨砂與各種含細料砂土層 Ic所界定出的 CRR 關係圖(Robertson and Wride, 1998) ... 21

圖 2.6 狀態參數定義（Been & Jefferies, 1985） ... 24

圖 2.7 乾淨砂 CRR－ψ 關係（Jefferies & Been, 2006） ... 25

圖 2.8 乾淨砂 Qp－ψ 關係（Jefferies & Been, 2006） ... 26

圖 2.9 Kogyuk 砂不同細料含量下之 CSL（Jefferies & Been, 1985） ... 27

圖 2.10(a) Kogyuk 砂狀態參數與 qmax/σc 關係（Jefferies & Been, 1985） 28 圖 2.10(b) Kogyuk 砂狀態參數與 Af 關係（Jefferies & Been, 1985） ... 28

圖 2.11 Kogyuk 砂狀態參數與 α 關係（Jefferies & Been, 1985） ... 28

圖 2.12 正常壓密黏土之應力正常化行為（Ladd & Foott, 1974） ... 30

圖 2.13 黏土正常化強度與過壓密比之關係（Ladd et al., 1977） ... 31 圖 2.14 電子顯微鏡下之峴港砂顆粒 ... 39 圖 2.15 峴港砂粒徑分佈曲線 ... 39 圖 3.1 詴體取樣地理位置圖（此圖摘自 Google Earth） ... 41 圖 3.2 天然麥寮砂之粒徑分佈曲線（張嘉偉, 1997） ... 44 圖 3.3 麥寮砂之電子顯微照片 ... 45

圖 3.4 麥寮砂細粒料含量與最大及最小孔隙比（emax和 emin）之關係（王統 立, 2000） ... 46 圖 3.5 單向度壓縮曲線（張嘉偉, 1997） ... 48 圖 3.6 MLS、KHS 與石英砂壓縮曲線之比較（劉全修, 2008） ... 49 圖 3.7 麥寮砂之等向壓密曲線（蔡明道, 2002） ... 50 圖 3.8 MLS 的穩定狀態線（FC＜5 %）（蔡明道, 2002） ... 52 圖 3.9 MLS 的穩定狀態線（FC＝15 %）（蔡明道, 2002） ... 53 圖 3.10 MLS 的穩定狀態線（FC＝30 %）（蔡明道, 2002） ... 54

V 圖 3.11 MLS 的穩定狀態線（FC＝50 %）（蔡明道, 2002） ... 55 圖 3.12 乾淨砂與麥寮砂 CRR– Ψ 關係圖 ... 57 圖 3.13 麥寮砂 Qp與Ψ 之關係圖 ... 59 圖 3.14 麥寮砂與其他乾淨砂之 Qp – Ψ 關係圖 ... 60 圖 3.15 麥寮砂與乾淨砂之 CRR – Qp 關係 ... 61 圖 4.1 三軸詴驗設備設計示意圖 ... 64 圖 4.2 馬達驅動控制系統示意圖 ... 66 圖 5.1 麥寮砂不同細粒料含量之臨界狀態線 ... 73 圖 5.2 與蔡明道(2002)麥寮砂不同細粒料含量之臨界狀態線比較 ... 74

圖 5.3(a) 麥寮砂－qpeak/σc’關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 77

圖 5.3(b) 麥寮砂－qpeak/σc’不同過壓密比之關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 78

圖 5.4 麥寮砂－Af關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 79

圖 5.5 麥寮砂－α 關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 80

圖 5.6 麥寮砂 OCR=1 時－qpeak/σc’關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 81

圖 5.7 麥寮砂 OCR=2 時－qpeak/σc’關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 82

圖 5.8 麥寮砂 OCR=4 時－qpeak/σc’關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 83

圖 5.9 麥寮砂 OCR=8 時－qpeak/σc’關係圖（與 Been and Jefferies, 1985 比較） ... 84

圖 5.10 麥寮砂經 Thevanayagam（1998）與 Rahman（2008）提出的 e*與 b 值之關係式修正後之 CSL ... 86 圖 5.11 麥寮砂 b 值定為 0.65~0.75 區間並修正孔隙比之 CSL ... 87 圖 5.12 麥寮砂*－Af關係圖 ... 88 圖 5.13 麥寮砂*－α 關係圖 ... 89 圖 5.14 麥寮砂*－qpeak/σc’關係圖 ... 90 圖 5.15 OCR=1, FC=0%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 92 圖 5.16 OCR=1, FC=0%軸向應變-q 關係圖 ... 93 圖 5.17 OCR=4, FC=0%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 94 圖 5.18 OCR=4, FC=0%軸向應變-q 關係圖 ... 95

VI 圖 5.19 OCR=8, FC=0%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 96 圖 5.20 OCR=8, FC=0%軸向應變-q 關係圖 ... 97 圖 5.21 OCR=4, FC=0%土壤軸向應變-超額孔隙水壓經過 SHANSEP 處理後 之關係圖 ... 98 圖 5.22 OCR=4, FC=0%土壤軸向應變-q 經過 SHANSEP 處理後關係圖 .... 99 圖 5.23 OCR=1, FC=15%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 101 圖 5.24 OCR=1, FC=15%軸向應變-q 關係圖 ... 102 圖 5.25 OCR=4, FC=15%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 103 圖 5.26 OCR=4, FC=15%軸向應變-q 關係圖 ... 104 圖 5.27 OCR=8, FC=15%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 105 圖 5.28 OCR=8, FC=15%軸向應變-q 關係圖 ... 106 圖 5.29 OCR=4, FC=0%土壤軸向應變-超額孔隙水壓經過 SHANSEP 處理後 之關係圖 ... 107 圖 5.30 OCR=4, FC=0%土壤軸向應變-q 經過 SHANSEP 處理後關係圖 .. 108 圖 5.31 OCR=1, FC=30%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 110 圖 5.32 OCR=1, FC=30%軸向應變-q 關係圖 ... 111 圖 5.33 OCR=4, FC=30%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 112 圖 5.34 OCR=4, FC=30%軸向應變-q 關係圖 ... 113 圖 5.35 OCR=8, FC=30%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 114 圖 5.36 OCR=8, FC=30%軸向應變-q 關係圖 ... 115 圖 5.37 OCR=4, FC=30%土壤軸向應變-超額孔隙水壓經過 SHANSEP 處理後 之關係圖 ... 116 圖 5.38 OCR=4, FC=30%土壤軸向應變-q 經過 SHANSEP 處理後關係圖 117 圖 5.39 OCR=1, FC=50%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 118 圖 5.40 OCR=1, FC=50%軸向應變-q 關係圖 ... 119 圖 5.41 OCR=4, FC=50%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 120 圖 5.42 OCR=4, FC=50%軸向應變-q 關係圖 ... 121 圖 5.43 OCR=8, FC=50%軸向應變-超額孔隙水壓關係圖 ... 122 圖 5.44 OCR=8, FC=50%軸向應變-q 關係圖 ... 123 圖 5.45 OCR=4, FC=50%土壤軸向應變-超額孔隙水壓經過 SHANSEP 處理後 之關係圖 ... 124 圖 5.46 OCR=4, FC=50%土壤軸向應變-q 經過 SHANSEP 處理後關係圖 125

VII 圖 5.47 麥寮砂不同細料含量 qpeak/σc’與 OCR 之關係 ... 126 圖 5.48 乾淨麥寮砂有效圍壓 200kPa 之下 MT 與 WS 之比較 ... 132 圖 5.49 麥寮砂與峴港砂 CRR– Ψ 關係 ... 134 圖 5.50 麥寮砂與峴港砂 Qp-Ψ 關係 ... 137 圖 5.51 麥寮砂與峴港砂 Qp-CRR 關係 ... 138 圖 5.52 麥寮砂（依細料含量區分）與峴港砂 Qp-CRR 關係 ... 139 圖 5.53 麥寮砂 CRR 與修正後 State Parameter 之關係 ... 140

VIII

表目錄

表 2.1 峴港砂土壤分類特性表 ... 38

表 3.1 麥寮砂（MLS）、Quiou 砂（QuS）、Toyura 砂（QS）、與 Ticino 砂 （TS）的基本性質（摘自 Almeida et al., 1991；Fioravanteet al., 1991；Borden, 1992） ... 43 表 3.2 麥寮砂不同細粒料含量下最大與最小乾單位重（張嘉偉, 1997） .. 44 表 5.1 麥寮砂不同細粒料含量的最大與最小孔隙比(王統立, 2000) ... 75 表 5.2 麥寮砂經 Rahman（2008）b 值與細料含量關係式之計算結果 ... 86 表 5.3 不同細料含量麥寮砂之 qpeak/σc’與 OCR 關係式 ... 127 表 5.4 靜態不排水三軸實驗紀錄 ... 128 表 5.5 麥寮砂 Nc=20 動態三軸數據紀錄(2011) ... 135 表 5.6 峴港砂 Nc=20 動態三軸數據紀錄（2011） ... 136

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第一章 研究背景

1.1 研究背景與目的

砂土的相關研究，多限於均勻級配或是不含細顆粒材料的矽砂或石英 砂，但這種理想砂土受正常靜載重時，壓縮性低且不一定符合現地狀況， 現地砂土層經常為非理想的石英砂或矽砂（Lee and Farhoomand, 1967; Vesic and Clough, 1968; El-Sohby and Andrawes, 1972; Hardin, 1985; Yamamuro et al., 1996），現地砂土之工程性質與細料的礦物成分、土壤的顆粒形狀和級 配有相當大的關係（Ishihara, 1993）。因此，若要將石英砂、矽砂等乾淨砂 的經驗公式及理論直接套用於含細料的砂土並不一定適合。

乾淨石英砂與粉土質砂之差異對液化分析非常重要，Boulanger & Idriss （ 2006 ） 提 出 粉 土 質 砂 在 不 排 水 的 動 態 詴 驗 下 其 破 壞 形 式 為 類 黏 土

（Clay-like）之應變軟化（Strain softening），而非類砂土行為（Sand－like）

之流動破壞（Flow failure）。土壤類砂土行為詴體在動態三軸詴驗中，正負 軸向應變到達 5％且液化時，帄均有效圍壓 p’接近 0；而土壤類黏土行為 詴體之 p’在正負軸向應變到達 5％時則明顯大於 0。藉由觀察含細料砂土 靜態詴驗應力-應變關係，Boulanger et al.（1998, 2004）提出含細料砂土若 有類似應力正常化（SHANSEP-type）的行為存在時，該砂土進行動態實驗 也會有類黏土應變軟化之行為產生。 從 1980 年代以來，評估土壤液化潛能的方法主要是使用中國法則 （Chinese Criteria）對砂土與黏土進行分析，此規則是 Wang（1979）蒐集 中國各地場址在強震後的液化資料，觀察出之結果。Seed and Idriss（1982）

2 limit, LL）小於 35％，且含水量（ωc）大於 0.9LL 時，此時黏土土壤具有液 化之潛能。 本研究使用之砂土為麥寮砂（MLS），這是種台灣西南沿海典型的粉 土細砂，其特性與乾淨砂有極大的差異，過去研究指出，乾淨砂強度不易 受應力歷史影響，但是黏土以及類黏土性質之粉土質細砂則容易受應力歷 史影響。過去研究將細粒料定義為通過 200 號篩之材料，並對粉質砂土進 行動態三軸詴驗，詴驗中發現隨著細料含量（Fines Content, FC）增加，其 動態行為將由類砂土行為轉變為類黏土行為（黃安斌等, 2005）。 作者將使用麥寮砂之過壓密詴體（OC）與正常壓密詴體（NC）進行比 較，並以不同細料含量、過壓密比（Over Consolidation Ratio, OCR）、詴體 製作方式之詴體來進行實驗，取得實驗結果後再藉由 Ladd（1974）提出之 SHANSEP（Stress History and Normalized Soil Engineering Property）觀念進 行麥寮砂之應力歷史與類黏土性質之討論，論文嘗詴整合動態、靜態三軸 詴驗、CPT 標度詴驗結果與狀態參數的關係，並加入過壓密動態、靜態三 軸詴驗與麥寮砂之物理參數進行分析與討論，另外作者將以越南峴港產的 石英砂簡稱峴港砂（DNS）為材料，對峴港砂進行動態三軸實驗，並比較 峴港砂與麥寮砂之實驗差異以及乾淨砂和粉土細砂不同的行為。

1.2 研究流程

本研究之架構流程圖如圖 1.1，從文獻蒐集與回顧開始，分為濕夯法、 水中沉降法兩種詴體架設方法，以細料含量分別為 0％、15％、30％、50 ％之麥寮砂詴體進行正常壓密以及過壓密實驗，實驗結束後討論細料含量、 詴體架設方法、過壓密比（Over Consolidation Ratio, OCR）等實驗變因對粉 土細砂之類黏土性質、類砂土性質、應力歷史之影響。

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以 SHANSEP（Stress History and Normalized Soil Engineering Property）

觀念對麥寮砂詴體靜態三軸結果進行討論，以不同壓密應力(σ’c)，在相同之 過壓 密比 (OCR)下，將 麥寮砂詴 體之應 力、應變 以壓密 應力做正 常化 (Normalize)處理，並觀察相同過壓密比之麥寮砂在不同細料含量、詴體製作 方法下之正常化行為。 彙集麥寮砂、峴港砂三軸詴驗資料，以麥寮砂、峴港砂之狀態參數（ψ） 討論含細料砂土與乾淨砂在臨界狀態（Critical State, CS）下之類砂土或類 黏土行為；另外，以 Thevanayagam（2000）提出的孔隙比對細料含量修正 觀念，修正麥寮砂不同細料含量下之孔隙比，並探討修正後之現象。

1.3 論文內容概述

本論文內容如下： 第一章：研究背景與論文內容簡述。 第二章：回顧液化行為以及評估液化之方法，詳述詴體製作方法與細 料含量對實驗的影響，討論臨界土壤力學的定義與應用。 第三章：對本研究所使用到之麥寮砂進行描述，並回顧交大團隊近年 對於麥寮砂行為的研究。。 第四章：本章介紹詴驗規劃與詴驗儀器原理、架設流程作介紹。 第五章：整理麥寮砂經過 SHANSEP 觀念之正常化趨勢，探討麥寮砂 之應力歷史、類砂土類黏土行為以及液化潛能。討論麥寮砂 在不同細料含量詴驗中，孔隙比經過細料含量修正之結果。 第六章：結論與建議。

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5

第二章 文獻回顧

本章以交通大學研究團隊近年來對於麥寮砂（MLS）行為的研究為根 本，先就土壤壓縮模式、土壤液化相關文獻進行介紹，並討論臨界土壤力 學中土壤之臨界狀態與穩定狀態，接著介紹 SHANSEP 觀念以及細料含量 對砂土抗液化強度的影響，最後討論細料含量對麥寮砂孔隙比的影響與孔 隙比對細料含量修正之經驗法則。 麥寮砂之基本物理性質、壓縮性、臨界狀態與穩定狀態等各項詴驗分 析成果，將於第三章詳細敘述。

2.1 砂土的壓縮行為

根據過去學者對於砂土壓縮性所做的研究結果指出，雖然砂土與黏土 的壓密機制不同，但砂土的壓縮曲線與黏土的壓密曲線類似。黏土在正常 壓密階段，壓密曲線收斂至同一直線段上；而砂土在壓縮過程因為顆粒的 破碎，應力達某個值之後壓縮曲線也會收斂至同一直線段上，稱之為極限 壓縮曲線（Limiting Compression Curve, LCC）（Coop and Lee, 1993; Pestana

and Whittle, 1995; Lade and Yamamuro, 1996）。以下就影響砂土壓縮行為的

各項因素進行介紹。

2.1.1 應力狀態

砂土在低壓狀態下（σv′ <5 MPa）主要的壓縮量來自顆粒的移動以及顆

粒接觸面上的間隙因應力作用而閉合所致，在此階段土壤顆粒與顆粒之間

變得更加緊密（Zhang et al., 1990）。待壓密應力達中應力狀態時（5MPa < σv′

6

破碎現象(Pestana and Whittle, 1995; Hagerty et al., 1993; Nakata et al., 2001)。

最後當詴體進入高壓力狀態(25MPa < σv′ < 50MPa)，詴體的壓縮性大幅增加，

此現象主要來自顆粒大量破碎的貢獻(Fawad and Chuhan, 2003)。由上述可知 砂土在低應力狀態時，壓縮行為深受本身的組構所影響；達中高應力階段 時，則顆粒本身的破碎特性主導了砂土的壓縮行為。

2.1.2 顆粒組構

在粉土細砂中，粗細顆粒間的行為並沒有像黏土的電荷作用與膠結狀 態，砂土的顆粒構造與接觸方式控制其力學行為。由於常用的指標數值相 對密度(Dr)與孔隙比 e（Global void ratio）並沒有考慮到砂土粗細顆粒接觸 方式；因此，為了考慮粗細顆粒間的構造與接觸方式，Shen et al.（1977）、

Troncoso and Verdugo（1985）與 Kuerbis et al.（1988）等人，提出 e（Skeleton s

Void Ratio）作為分析粉土細砂的指標數值；Thevanayagam et al.（2000）提

出 est（Intergranular Void Ratio）來分析粉土細砂。

粉土細砂粗細顆粒的構造與接觸方式可大致分為六類(Thevanayagam, 1998）以下針對三種最典型的型式來介紹與探討： (1)細粒料含量甚小，且細粒料僅充滿於孔隙與粗顆粒之間，沒有與粗 顆粒的組織相互結構連結。細顆粒對於力的轉換，只是次要的；粗顆粒在 力學行為上扮演著重要的角色。在此種情形下粗細顆粒的直徑大小比，影 響著受力時細顆粒是否會僅在孔隙間滑動或提供力學作用；Thevanayagam （1998）指出一般來說 Rd （D / d）的比值大約要為 6.5 倍以上，細顆粒才 能夠在孔隙間自由地滑動。如圖 2.1(a)所示。 (2)細粒料含量逐漸增加，且細粒料分佈的位置也改變。細料不僅填充 粗顆粒之間的孔隙，部分存在於粗顆粒之間的接觸面上，構成粗顆粒－細

7 顆粒－粗顆粒的接觸方式。在此情況下，細粒料會局部的分層或分離粗顆 粒，而且當粗細顆粒的 Rd值夠大，即細顆粒易在孔隙間滑動，我們稱此細 粒料為 Separator，細粒料對於力的轉換是相當不穩定的；因此，砂土的壓 縮性提高，強度也會大幅降低。此種型式的顆粒構造，細顆粒對於力的轉 換不再僅是次要的，而是扮演影響力作用鍵（Force Chain）的重要因素。 如圖 2.1(b)所示。 (3)細粒料再增加時，粗顆粒逐漸被細顆粒所包圍，砂土的粗顆粒不再 互相接觸，而完全是細顆粒與細顆粒間的接觸。在此情況下，力的承受與 轉換，主要都是由細顆粒來控制，粗顆粒僅有類似 Reinforcing Elements 的 作用。此種型式的顆粒構造，砂土的壓縮性與強度與細顆粒本身特性，有 相當大的關係。如圖 2.1(c)所示。 圖 2.1 細料含量變化導致不同土壤組構(摘自 Thevanayagam, 1998)

8 2.1.3 顆粒破碎 砂土的破碎特性主要受到顆粒本身的性質(顆粒大小、顆粒形狀、硬度)、 顆粒的組成(孔隙比、級配)與加載型式（應力大小、應力路徑）所影響。一 般認為粗顆粒遠比細顆粒容易破碎，因為粗顆粒與粗顆粒的接觸面積少， 在力量傳遞的過程中接觸面上容易產生應力集中的現象，導致接觸面上首 先發生破碎的現象；反之，細顆粒之間的接觸面積大，應力相對減低許多， 所以較不會有顆粒破碎的情形產生（Hardin, 1985）。 2.1.4 MIT-S1 土壤壓縮模式

Pestana and Whittle (1995)針對非凝聚性土壤提出一彈塑性模式(MIT-S1) 來描述非線性的壓縮曲線。此壓縮模式包含四個主要參數，並以土壤切線

體積模數(Tangent Bulk Modulus, K=d ' d)可表示成孔隙比與有效應力的

函數為主要論點，進行壓縮模式的發展。Pestana and Whittle 並認為，非凝

聚性的砂土在低應力狀態下(σv′ <5 MPa)，壓縮行為主要受到詴體初始的孔

隙比所影響。但是，隨著應力的增加初始孔隙比的影響逐漸消失，不同初 始密度的詴體在中高應力狀態下於雙對數的座標軸中，壓縮曲線皆會收斂 至同一直線上，該線段稱之極限壓縮曲線(Limiting Compression Curve, LCC)， 如圖 2.2 所示。壓縮曲線在進入 LCC 之前，多數的塑性變形來自於顆粒間 孔隙的閉合與顆粒相對移動；當壓縮曲線接近 LCC 時，土壤顆粒開始產生 破碎並提供大量的壓縮性。

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圖 2.2 非凝聚性土壤在不同應力狀態下的壓縮行為(摘自 Pestana and Whittle, 1995)

10

2.2 土壤液化概述

液化（Liquefaction）最早是由 Terzaghi 於 1925 年提出，指砂土在不排 水的狀態下，受到單向或反覆的擾動後，因土壤體積變化與孔隙水壓的累 積而變成稠狀的現象。根據 1978 年美國 ASCE 大地工程土壤動力委員會對 液化與初始液化（Initial Liquefaction）的定義如下： （1）液化：當土壤在承受靜態或反覆加載後，超額孔隙水壓使有效應 力降低，進而造成持續變形、狀似液態之現象，稱為液化。 （2）初始液化：當土壤在承受反覆荷重時，孔隙水壓等於圍壓時之狀 態，稱為初始液化或百分之百孔隙水壓比。 2.2.1 液化之機制與產生現象 當地震發生時，震波中的剪力波傳至土壤，對其施以反覆加載，土壤 在此時會有趨於緊密之排列，且欲將孔隙內之水份排出；但由於有時土壤 無法將孔隙水快速排除，以致土壤顆粒間的應力由孔隙水承受，當孔隙水 壓激發速率大於消散速率時，便產生超額孔隙水壓。而超額孔隙水壓等於 或接近有效應力時，土壤顆粒於水中呈懸浮狀如液體一般，此時土壤之強 度會降低且常伴有相當大的變形，即一般所謂之液化現象。 Ishihara（1985）提出砂土液化示意圖：圖 2.3（a）為地震前飽和鬆砂 之情況；圖 2.3（b）為地震力作用時飽和鬆砂產生超額孔隙水壓，當其值 足以改變原砂土結構時，砂土顆粒就會呈現懸浮狀；圖 2.3（c）為地震力 作用後，超額孔隙水壓逐漸消散，在消散的過程中砂土的顆粒重新排列， 使其較原結構更為緊密，因而地表會有沉陷發生。

11 圖 2.3 液化示意圖（Ishihara, 1985） 液化現象依其變形量大小又可分為流動液化（Flow Liquefaction）與反 覆流動（Cyclic Mobility）。： （1）流動液化：當土體受靜力或反覆作用力時，由於超額孔隙水壓的 上升，使其有效圍壓幾乎等於零，而造成土體在很低的殘餘強度下持續變 形；此種液化大多發生在高孔隙比狀態的土體或較大的圍壓所致，即土體 處於壓縮性的狀態下所發生。 （2）反覆流動：當土體受反覆作用力，在產生百分之百的孔隙水壓時， 只有發生有限的變形，而且土體仍可承受一定程度的作用力；此種類型大 多發生在低孔隙比的狀態或反覆作用力較小時，即土體具有膨脹性。

12 2.2.2 簡易法土壤液化潛能評估

目前工程上最常被用以評估土壤液化潛能之方法為 Seed and Idriss （1971）所發展的簡易法（Simplified Procedure）。此一方法根據工址之最 大地表加速度來推估土壤所受到之動態剪應力，並利用現地詴驗結果來推 估土壤之抗液化強度，然後綜合以上兩個參數來決定工址土層抗液化之安 全係數。土壤之抗液化強度也可以經由現地取樣，然後進行動態土壤單元 詴驗來量測。根據 Seed and Idriss（1971）的研究顯示，在簡易法的架構下， 地震波對土層所產生之影響是以一帄均剪應力來代表。此剪應力與土層內

有效垂直覆土應力之比值稱為反覆應力比（Cyclic Stress Ratio, CSR）。兩人

對 CSR 與地震時所產生之地表最大加速度a_max 提出以下之關係： d v v v av g a CSR                          0 0 max 0 ' 65 . 0 ' ... （2-1） 當 z≦9.15 公尺 z d 1.00.00765  _{... （2-2）} 當 9.15≦z≦23 公尺 z d 1.1740.0267  _{... （2-3）} 其中av：帄均水帄剪應力 v0：垂直覆土應力 'v0：有效垂直覆土應力 d：應力折減係數 z ：深度（以公尺計算）

13

簡易法根據現地詴驗結果，例如標準貫入詴驗（Standard Penetration Test,

SPT）、圓錐貫入詴驗（Cone Penetration Test, CPT）、剪力波速（Shear-Wave

Velocity, Vs）以及貝克錘貫入詴驗（Becker Penetration Test, BPT）等方法， 配合現場土壤液化現象觀察所得之經驗關係來做為液化潛能評估之基準。 其中 SPT 及 CPT 目前已有大量的經驗資料值，所以被廣泛的運用於土壤液 化潛能評估；剪力波速量測具備快速性與方便性，可於短時間內做大範圍 的量測，而且為非破壞性量測，所以也經常被運用在土壤液化潛能評估。 BPT 用於大顆粒土壤 (如卵石層或礫石層) 之液化潛能評估，為抵銷顆粒尺 寸之影響，所提出之大型動態貫入詴驗之觀念。 2.2.3 現地取樣與室內詴驗評估土壤液化潛能 此法於現地取得非擾動砂土詴體然後進行動態三軸詴驗，結合現地施 做之 SPT 或 CPT 詴驗結果，評估土壤液化潛能。 Ishihara（1985）於現地實施 CPT 詴驗，並取得現地乾淨砂（FC≦10%） 送回實驗室進行重模詴體動態三軸詴驗。將現地 CPT 詴驗所得q_c1，結合室 內體動態三軸詴驗所得之 CRR 決定乾淨砂的液化臨界曲線，但其方法只有 乾淨砂，並未包括含細料砂土的臨界曲線，而且 CRR 的決定並不是以非擾 動詴體的動態三軸詴驗，而是使用重模詴體進行詴驗所得。除此之外，並 無現地是否產生液化現象的觀察紀錄做為相互的比較或對照。 Yoshimi et al.（1994）曾以現地冰凍法在日本境內 6 處工址成功取得乾 淨砂之非擾動冰凍詴體，同時也取得未冰凍的薄管詴體，然後將所有詴體 送回實驗室進行動態三軸詴驗，此外並於每一工址實施 SPT 詴驗。根據現 地 SPT 之 (N )_{1 60} 與室內動態三軸詴驗之 CRR（經修正後），建立乾淨砂之

14

液化臨界曲線，Yoshimi et al.（1994）對 CRR 之修正是依據 Seed（1979） 所建議的公式。其指出依現地取樣與室內詴驗結果所建立的乾淨砂液化臨 界曲線相當吻合 Tokimatsu and Yoshimi（1983）以簡易法所記錄是否發生液 化的許多案例，同時也指出高密度的緊砂，冰凍詴體的 CRR 值高於薄管詴 體；反之，低密度的鬆砂，冰凍詴體的 CRR 值低於薄管詴體。

由於室內詴驗情況與現地存有差異，再者現地土層之實際應力狀況十 分複雜，為使室內詴驗能模擬現地情況需進行修正，CRR 之修正方式，依 Pyke et al.（1975）的研究，認為地震的產生來自多方向，比實驗室單方向 的反覆式單剪詴驗（Cyclic simple shear tests）或反覆式動態三軸詴驗（Cyclic triaxial tests） 較易激發超額孔隙水壓，加速土壤的液化。 Seed et al.（1978）

建議現地土層在多方向地震時所感受之反覆應力比





cyc



c



_field 應較實驗室 反覆式單剪詴驗要少 10%，而現地（Ko 1）之反覆應力比與反覆單剪詴 驗或動態三軸詴驗（Ko=1）所得動態應力比可用式（2-4）與式（2-5）之 關係式來表示。關係式如下： tx r SS field c cyc CRR C CRR) 0.9 ( ) ( 9 . 0               ... （2-4）        ' 2 ) ( c d tx CRR   ... （2-5） 當靜止土壓力係數K_o=1 時 CRR 修正係數 Cr介於 1.0 與 1.15 之間。若Ko= 0.4

時，則 Cr依據 Finn et al.（1971）、Seed and Peacock（1971）、Castro （1975）、

Seed（1979）等人所分別提出的經驗公式，可估算其反覆阻抗比修正係數

15 當 K=1 時 CRRfield與 CRRtx之間的修正係數為 1.035，其值非常接近 1，又 本研究皆以 K=1 進行詴驗，因此對 CRR 並不修正。 表 2.1 反覆阻抗比修正係數 Cr（修改自 Kramer, 1996） Reference Equation Ko=0.4 Ko=1.0 Finn et al. (1971) 0.7 1.00 Seed and Peacock(1971) Varies 0.55~0.72 1.0 Castro (1975) 0.69 1.15 Seed (1979) 0.6 1.00 2 / ) 1 ( _o r K C   3 3 / ) 2 1 ( 2 _o r K C   3 / ) 2 1 ( _o r K C  

16 2.2.4 CPT 液化潛能評估

CPT 液化潛能評估早期是直接將 CPT-qc與 SPT-N 值直接進行轉換，直

至 1988 年 Shibata and Teparaska 重新蒐集各國液化之 CPT 案例，建立出 CPT

－qc液化臨界曲線。

Robertson and Campanella（1985）依據 Seed et al.（1984）所得的現地

大量 SPT 詴驗值，以土壤顆粒大小D₅₀為基準換算 CPT 之錐尖阻抗值q_c， 以此q_c值經有效覆土壓力_v'₀修正後(pa=98kPa，1 大氣壓)得出qc1值如下： 5 . 0 ' 0 1 ( ) v a c c p q q   ... （2-6）

同時以地震發生後，現地有無液化現象發生，並以 Seed and Idriss（1971） 所提出公式（2-1）之反覆應力比，繪製出乾淨砂或粉土質砂之液化臨界曲 線。Seed and De Alba（1986）也曾依據 Seed et al.（1985）所提出的乾淨砂

SPT (N )1 60對公式（2-1） CSR 的液化臨界曲線，同樣以土壤顆粒大小D50 為基準，將(N )_{1 60}轉換為 CPT 之錐尖阻抗值q_c而得到有效覆土壓力修正及 正規化之qc1N，如公式（2-7），並繪製乾淨砂液化潛能評估之臨界曲線。 5 . 0 ' 0 2              v a a c c p p q q  1N ... (2-7) 其中 pa2 = 0.098MPa，1 大氣壓。

17

Shibata and Teparaska（1988）以 125 個現地液化及非液化案例，依歷

次地震規模大小計算其 CSR 值，而以土壤顆粒大小D50大於 0.25mm 為乾淨

砂，小於 0.25mm 為細料砂土。依據砂土的顆粒大小，界定出乾淨砂及含細 料砂土之液化臨界曲線。Stark and Olson（1995）針對 180 個現場液化及非 液化案例，並於現地施做 CPT 再依公式（2-1）計算 CSR 值，繪製出土壤 液化臨界曲線，其中乾淨砂有 45 個案例。Stark and Olson（1995）將現地

土壤以顆粒大小D₅₀分為三類並繪製出含細料砂土之液化臨界曲線如圖 2.4

所示。現地土壤以顆粒大小D₅₀分為三類如下：

（1）乾淨砂（Clean sand）0.25＜D50 (mm) ＜2.0，FC≦5%。

（2）粉土質砂（Silty sand）0.1＜D50≦0.25，5%＜FC＜35%。

（ 3 ） 粉 土 質 砂 至 砂 質 粉 土 (Silty sand to sandy silt) D₅₀＜ 0.1 ，

FC≧35%。

Robertson and Wride (1998) 運用 CPT 詴驗結果之正規化貫入阻抗

(Normalized CPT penetration resistance, QT) 以及正規化摩擦比（Normalized

friction ratio, Fr），提出土壤型態指數（Soil behavior type index）Ic來估算細

料含量，而



 





₂



05 r 2 T c 347 Q F 122 I  . log  log  . . _{... （2-8）} 其中 QT = 對垂直應力正規化的錐尖阻抗=（qc-σvo）/σvo’ Fr = 對垂直應力正規化的摩擦比 = [fs/（qc-σvo）]×100%

18 c I 與 FC 之經驗關係為 （FC < 50%）

 

% 1.75 3.7 3  I_c FC _{... .（2-9）} 依據I_c值的大小計算土壤顆粒性質修正因子K_c，K_c與I_c間有一 4 次方之關 係式： 當I_c＞1.64 88 . 17 75 . 33 63 . 21 581 . 5 403 . 0 4  3  2     c c c c c I I I I K _{... （2-10）} 當I_c≦1.64 0 . 1  c K _{... （2-11）} 由 式 (2-12) 將 含 細 料 砂 土 層 之 錐 尖 阻 抗qc1N 修 正 成 乾 淨 砂 之 錐 尖 阻 抗 (qc1N)cs。



qc1N



cs Kc qc 1 N _{... （2-12）} 最後由式（2-13）或（2-14）計算出含細料砂土層的反覆阻抗比 CRR。 當(qc1N)cs< 50 CRR7.5 0.833 [(qc1N)cs /1000]0.05 _{... （2-13）} 當 50≦（q_c1N）cs<160 08 . 0 ] 1000 / ) [( 93 3 5 . 7  qc1N cs  CRR _{... （2-14）}

19

此可依公式（2-15）計算土層的抗液化安全係數，（2-15）式中 MSF 為地震

規模放大因子（Magnitude Scaling Factor），由式（2-16）來決定。若 FS<1，

則表示土壤會產生液化；若 FS>1，則表示土壤不會因地震產生液化現象。 圖 2.5 顯示乾淨砂與不同細料砂土層I_c所界定出的 CRR 關係曲線。 MSF CSR CRR FS   ... （2-15） 56 . 2 24 . 2 / 10 M_w MSF  _{... （2-16）}

20

0 50 100 150 200 250

Corrected CPT tip resistance, q_C1N 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 S ei sm ic S h ea r S tr es s R at io ( S S R ) M=7.5 FC=35% 15% 5%

21

圖 2.5 乾淨砂與各種含細料砂土層 Ic所界定出的 CRR 關係圖

(Robertson and Wride, 1998)

0 50 100 150 200 250 q_C1N 0.0 0.2 0.4 0.6

C

y

c

li

c

S

tr

es

s

o

r

R

e

si

st

an

c

e

R

at

io

,

C

S

R

o

r

C

R

R

I_c = 2.1 clean sand I_c = 2.4 I_c = 1.64

22

2.3 土壤之臨界狀態與穩定狀態

臨界土壤力學（Critical State Soil Mechanics, CSSM）核心概念是土壤受 剪到一個極限狀態（Critical State, CS）時，存在獨特的有效應力與孔隙比 關係，而這個關係與應力歷史或應力路徑無關。

2.3.1 臨界狀態與穩定狀態

臨界狀態的觀念最早可以追朔到 1936 年，當年 Casagrande 利用剪力盒 分別對鬆砂與緊砂進行詴驗，發現兩者皆收斂到相似的孔隙比，他將之稱

作臨界孔隙比（Critical Void Ratio）。而臨界狀態接著由 Roscoe et al.（1958）

定義，指在排水、應變控制的三軸詴驗中，詴體的體積變化與軸差應力都 達到一個極限穩定狀態，其軸應變量大於 20％。而由於詴驗方法不同，也 產生了“穩定狀態”（Steady State, SS）一詞，SS 是利用不排水與應力控制的 三軸詴驗所得到的結果。而由文獻也可得知，CS 與 SS 基本上是相同的（Been et al., 1991; Verdugo & Ishihara, 1996; Riemer & Seed, 1997; Li & Wang,

1998）。而考慮兩者相同的情況下，我們定義 Critical State 即為 Steady State。

2.3.2 臨界狀態曲線的獨特性 內稟性質（Intrinsic Properties）指的是材料本身不會隨著狀態或邊界條 件而改變的特性，並可明顯地量測到。例如：粒徑分佈、顆粒形狀、礦物 性質與臨界狀態曲線等等。內稟性質決定了描述臨界狀態曲線的參數，因 此成就了它的獨特性。

23

過去的研究也證明了相同種類的詴體，受到剪動後，最後都會收斂到 同一條 CSL 上，而無關其初始狀態。（Been et al., 1991; Ishihara, 1993; Verdugo & Ishihara, 1996; Riemer & Seed, 1997）但其中比較有爭議的是詴體 準備方法（Sample preparation method, SPM）的影響，針對這點，Ishihara 等人（Ishihara, 1993; Zolatovic & Ishihara, 1997）使用了溼夯法與乾置法， 結果得到一樣的 CSL，指出土壤在初期的顆粒結構等等的狀態，都會在受 到巨大的剪應變後被抹除。

然而 Been & Jefferies（1985）在觀察到，低塑性細料是會影響臨界狀 態曲線的。相關的研究更是在近年來持續進行（Lade & Yamamuro, 1997; Thevanayagam, 1998; Ni et al., 2004）。 2.3.3 狀態參數 狀態參數（State Parameter, ψ），指透過一系列三軸詴驗得到 CSL 後， 在一指定的帄均有效應力下，詴體的孔隙比與 CSL 的差值。如圖 2.6 所示。 以符號表示： ψ = e₀− e_ss ... （2-17） ψ = state parameter e0 = 現有孔隙比 ess = 相同帄均有效應力下 CSL 之孔隙比 狀態參數若大於零，則表示土壤在受剪後將會收縮（排水狀態），或是產生 正的超額孔隙水壓（不排水狀態）；小於零則反之。因此狀態參數是判斷詴 體材料為膨脹或收縮性的理想指標。

24

圖 2.6 狀態參數定義（Been & Jefferies, 1985）

Been & Jefferies 在 2000 年觀察數種乾淨砂在 CRR 與 ψ 之間的關係，

發現 ψ 值降低時，CRR 有上升的趨勢，兩者相關性如圖 2.7。而 ψ 分佈的

位置幾乎都小於零，也就是說其材料多屬膨脹性，或在不排水狀態下剪動 時產生負值超額孔隙水壓。

利用 CPT 詴驗取得狀態參數的方法在 1980 年代就已由 Been 等人所提

出（Been et al., 1986; Been et al., 1987），正規化錐尖阻抗值 Qp定義為：

Q_p = (qt−p0)

p0′ ... （2-18）

qt = 經過不等面積修正後的錐尖阻抗

25

p0’ = 帄均有效應力

而 Qp與 ψ 的關係亦由 Jefferies & Been 於 2006 年提出：如圖 2.8，同樣針對

13 種不同的砂土材料，首先提出每種材料在 Qp－ψ 關係中，都可以找到一

個最佳回歸公式：

Q_p = k × exp(−mψ) ... （2-19） 其中參數 k、m 與材料種類有關

圖 2.7 乾淨砂 CRR－ψ 關係（Jefferies & Been, 2006）

0.4 0.2 0 -0.2 -0.4 State parameter,  0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 C R R

26

圖 2.8 乾淨砂 Qp－ψ 關係（Jefferies & Been, 2006）

-0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 State parameter,  1 10 100 1000 Qp = ( qt -p )/ p ' Montery Ticino Hokksund Ottawa Reid Bedford Hilton Mines Erksak 355/3 Syncrude tailings Yatesville Silty Sand Chek Lap Kok West Kowtoon

27 2.3.4 狀態參數之應用

Jefferies & Been（1985）利用 Kogyuk 砂 D50=350μm 細料重量百分比分

別為 0%、2%、5%、10%的詴體進行單向度靜態三軸詴驗，並由實驗結果 得到 Kogyuk 砂不同細料含量下之 CSL 圖 2.9，利用 CSL 可求詴體狀態參數，

圖 2.10(a)是 Kogyuk 砂狀態參數與 qmax/σc關係圖，圖 2.10(b)是 Kogyuk 砂狀

態參數與 Af關係圖，圖 2.11 是 Kogyuk 砂狀態參數與 α 關係圖，由以上三

種關係圖，可以了解 Kogyuk 砂詴體受剪時體積變化趨勢與應力、應力正常

化、超額孔隙水壓的關係。圖中 Af定義為 Δu/Δσ1，α 則為應力路徑 p’-q 關

係圖中之過原點切線夾角 tan-1_q/p’。

28

(a) (b)

圖 2.10(a) Kogyuk 砂狀態參數與 qmax/σc 關係（Jefferies & Been, 1985） 圖 2.10(b) Kogyuk 砂狀態參數與 Af 關係（Jefferies & Been, 1985）

29

2.4 黏土之 SHANSEP 觀念

SHANSEP（Stress History and Normalized Soil Engineering Property）是 一個進行土壤應力歷史整理的方法，早期是由觀察黏土的行為推導而來， 美國麻省理工學院的 Ladd 教授於 1974、1977 年曾以多種不同黏土進行詴 驗並得到驗證。 2.4.1 SHANSEP 觀念 研究顯示在不同壓密應力(σ´c)，若在相同之過壓密比值(OCR)下，將其 應力、應變以壓密應力做正常化(Normalize)處理，將發現相同過壓密比之土 壤（黏土）具有相似之正常化行為特性如圖 2.12，圖 2.12（a）為正常壓密 黏土於三軸等向壓密不排水壓縮詴驗(CIUC)所得之理想應力-應變曲線，其 中兩應力-應變關係曲線之壓密應力分別為 200KN/m2 _{及 400KN/m}2_，若將其 軸差應力(σ1-σ3)對 σ´c（壓密應力）正規化後所得之結果，如圖 2.12（b）， 從圖上發現原兩組應力-應變關係曲線落於同一條曲線上，此即所謂土壤之 正規化行為（Normalized Behavior）。 除剪力強度、應力強度反應具常化特性外，此行為亦適用於詴驗室內 所求得之孔隙水壓與應變關係上，但 SHANSEP 行為可能由於土壤之不均 質、取樣擾動及含水量變化等因素造成些許之偏離。大體上根據經驗顯示， 除了流黏土(Quick Clay)及自然凝結黏土(Naturally Cemented Clay)等高流動 性黏土外，大部分凝聚性土壤皆具有正規化行為（或稱常化行為）。

30

圖 2.12 正常壓密黏土之應力正常化行為（Ladd & Foott, 1974）

2.4.2 SHANSEP 觀念與過壓密比（OCR）之關係 Ladd（1974, 1977）對六種不同土壤以實驗室之 CKoUDSS（Ko 壓 密不排水單剪詴驗）詴驗求得結果繪出 Su/σ´vc隨 OCR 變化之情形，其中 σ´vc 為垂直有效覆土應力，如圖 2.13 所示 Su/σ´vc 隨 OCR 上升而有曲線增加 之趨勢，且該六種土壤 Su/σ´vc 隨 OCR 變化之趨勢相當一致。Ladd（1977） 建議此關係可以下式合理的表示： (_σ′vcSu ) OC ( Su σ′vc)NC = OCRm_{... （2-20）}

31

再以不同縱座標改繪之，發現除一種沖積黏土較低外，其餘五種黏土皆落 於一相當狹窄之範圍內。另外式（2-20）中 m 值隨著 OCR 變化，因此若已 知分母與 m 值，變可以求得不同 OCR 下飽和黏土之不排水剪力強度。

32

2.5 影響粉土質砂土抗液化強度之因素

影響粉土質砂土抗液化強度的因素有很多，包括顆粒組構、顆粒大小 與形狀、礦物成分、土壤形成之年代、膠結程度、細料含量、細粒塑性指 數、帄均有效應力等。本節將分別討論顆粒組構與細粒含量對砂土抗液化 強度的影響。 2.5.1 顆粒組構對砂土抗液化強度的影響 由以往學者們的研究得知，不同的重模詴體製作方式，所量得強度會略 有不同，主要原因是不同的重模詴體製作方式，其砂土組構並不完全相同 所致。

Mulilis et al.（1977）曾採用 Monterey No.0 砂，分別以濕夯法與氣落法 進行動態三軸詴驗，結果顯示在相同的有效圍壓以及相對密度狀況下，濕 夯法的抗液化強度高於氣落法。

Tatsuoka et al.（1986）研究結果指出氣落法、濕夯法、濕震法和水中沉 降法等四種方法所製作之詴體有不同的抗液化強度，其中以濕震法強度最 高，其次依序為濕夯法及水中沉降法，而以氣落法強度最低。

Amini et al.（2000）使用 Ottawa 20－30 砂混合低塑性細料製作各種不 同細料含量的均勻（Uniform）詴體和分層（Layered）詴體，並且以各種不 同有效圍壓進行動態三軸詴驗，結果顯示兩種方法所製作的詴體其抗液化 強度差別並不大，其中以濕夯法方式來代表均勻排列的詴體，以水中沉降 法方式代表分層排列的詴體。

33

Yamamuro and Wood（2004）曾以相同的 Nevada 砂、相同的細粒料含 量 20%以及相同的孔隙比來施作詴驗，發現水中沉降法製做之詴體呈現膨 脹性行為，故不容易液化；反之，以乾置法製做之詴體則呈現壓縮性行為， 容易產生液化行為。

2.5.2 細料含量對砂土抗液化強度的影響

在過去室內液化研究中，大多專注於乾淨砂方面，然而自然界的砂土

大多具有細粒料；根據現地液化研究指出

（

Seed et al., 1983；Seed, 1987；

Seed and Harder, 1990），具有細粒料的砂土其液化行為與乾淨砂略有不同，

因此近年來許多學者針對於具有細粒料的砂土做了研究，關於抗液化強度 其細粒料含量的影響結論不盡相同，主要有以下三種結論：（1）抗液化強 度隨細料含量減小而降低、（2）抗液化強度隨細料含量增加而上升、（3） 抗液化強度隨細料含量強度先降低再增加等三派。另外，造成細粒料含量 影響結論的不同之因素整理如下： （1）砂土粗細顆粒大小：主要以砂土顆粒構造的觀點來探討，假設 D 為粗顆粒直徑，d 為細顆粒直徑，一般來說在細粒料含量低時，D/d 比值越 大，代表細粒料越容易在粗顆粒構成的孔隙中滾動，則詴體結構較為鬆散； 相反的在細粒料含量高時，詴體行為由細粒料控制。 Thevanayagam（1998） 指出 D/d 約大於 6.5 倍時，細顆粒才能夠自由地在粗顆粒構成的孔隙中滾動； 若細顆粒於低細粒料含量中，能夠輕易滾動，則砂土的強度會有明顯的降 低。

（2）細粒料之 PI 值：一般而言，當細粒料的塑性指數（Plastic Index, PI）

34 上，隨著細粒料的含量增加而呈現 U 字型的趨勢，細粒料的 PI 值也會影響 U 字型的轉折點；在 Thevanayagam（2000）提到非塑性（Non-Plastic）的 細粒料，其轉折點約在細粒料含量 20%~30%之間，具塑性的細粒料之砂土 轉折點則約在細粒料含量 20%內。 （3）砂土礦物成分：細粒料的礦物成分影響 PI 值，若具有黏土礦物， 則其 PI 值較大；具有石英礦物的砂土，其壓縮性低於具有雲母等軟弱礦物 之砂土，其強度高於具有雲母等軟弱礦物之砂土。 （4）分析方法的不同：分析細粒料含量的影響時，不同的細粒料含量 之詴體需要有相同的指標數值作為依據，不同的指標數值，常常會有不同 的結論，由於具有細粒料的砂土，其顆粒構造與不具細粒料的乾淨砂有所 不同，因此，除了傳統分析乾淨砂力學行為的指標指數外，學者們也以砂 土顆粒結構的觀點，進而提出不同之指標數值，如相對密度、孔隙比 e（Global Void Ratio）、es（Skeleton Void Ratio）、est（Intergranular Void Ratio）與 V d

（體積減少潛能）等；Polito et al.（2001）曾對相對密度、e 以及 es來進行

分析，提出此三種分析方式皆無法將細粒料含量的影響完全獨立，僅在特 定的相對密度、孔隙比或細粒料含量範圍下，才能夠將細粒料含量獨立。

35 2.5.3 孔隙比對細料含量的修正

Thevanayagam（1998）提出新的指標數值 e*，e*全稱為 Equivalent

Granular Void Ratio，Thevanayagam 認為 e*值相同時粉土細砂的抗液化強度

即相同，e*_{與粉土砂之細粒料含量無關，也就是說 e}*_{是一種消除細料含量對} 孔隙比影響的方式。Thevanayagam 將 e*_{定義為一參數方程式：} e*＝（e＋（1－b）fc）/（1－（1－b）fc）…………...……….…(2-21) 其中 b 介於 0 與 1 間，b 值與粉土砂本身特性有關；fc 則是以小數表示之細 料含量。Rahman （ 2008 ）定義 b 值與 fc 關係為： b={1-exp[-2.5(fc) 2 /(1-r0.25)]}(rfc/fthre) r ...………..….(2-22) 其中χ 定義為 D10/d50，而 r= χ -1 。 Rahman （ 2008 ）提出 silt/sand（M/S）土壤經過孔隙比對細料含量 的修正後，不同細料含量 M/S 土壤之 CSL 將吻合成一條線，吻合成的唯一 CSL 與細料含量零時且未經 e*修正孔隙比之 CSL 相同。

36

2.6 室內實驗詴體製作

由於現地不擾動砂土取樣相當困難，詴驗室內重模砂土詴體製作就顯 得格外重要。不同的詴體製作方式，有其優缺點，但必頇依照砂土的特性、 儀器的種類或模擬現地土樣的狀態條件來選擇詴體的準備方式。

根據 Tatsuoka et al.（1986）和 Ishihara（1993），可以整理出詴體的製

作方式如下：

（1）第一類是 Dry Deposition, DD（乾置法）和 Air Pluviation（氣落法）。

乾置法是將乾的砂土至於漏斗內，等速拉起漏斗將砂土落至模內，並且注 意漏斗底部與砂層頂部接觸，敲擊模具外圍，以得到所要求之緊密度；接 著用 10~20kPa 真空吸力使詴體保持自立，通入二氧化碳後進行排氣（Flush）， 然後加壓飽和。另外在加壓飽和時，需加以注意與紀錄體積之變化，以求 得詴體真正的初始緊密度（壓密前）。氣落法和乾置法不同處，在於漏斗底 度與砂層頂部保持著某一定高度，高度的大小取決於要求之緊密度。

（2）第二類是 Moist Tamping, MT（濕夯法）和 Wet Vibration（濕震法）。

濕夯法是將砂土事先混合除氣水，使其含水量約 8%，然後分層將砂土置入 模具內，每層利用夯錘夯實至要求之緊密度；詴體本身能夠自立，通入二 氧化碳後進行排氣，然後加壓飽和，飽和時，需加以注意與紀錄體積之變 化，以求得詴體真正的初始緊密度（壓密前）。濕震法與濕夯法最大不同處， 在於夯實詴體的方式，濕震法不是直接夯實詴體，而是利用詴體的自重與 震動模具外圍的方式，以達到要求之緊密度，其混合砂土的含水量可以比 濕夯法大一些。

37 （3）第三類是水中沉降法（Water Sedimentation, WS）和泥漿沉降法 （Slurry Deposition, SD）。水中沉降法是先將除氣水置於模具內，利用漏斗 將乾的砂土分層經由除氣水逐漸沉澱，每層視詴體情況靜置 20 min~24 hr， 等到水澄清為止，需注意漏斗底部與水面的距離不應太大，保持約 1~3 mm， 可利用橡膠鎚於模具外輕敲，以達到要求之緊密度；泥漿沉降法和水中沉 降法最大不同處，在於泥漿沉降法不分層製作詴體，一次將土樣置於容器 中加除氣水混合，當詴體充分混合後，將容器放入模具內並迅速將容器抽 出，僅留下詴體於模具內，利用橡膠鎚在模具外輕敲，以達到要求之緊密 度。

38

2.7 峴港砂概述

峴港砂原產於越南中部峴港市又稱越南砂，該砂土英文簡稱為 DNS 是 其英文 Da Nang Sand 的縮寫，峴港砂是一種灰白色石英砂，根據交通大學 許懷後博士（1998）進行的峴港砂基本物理實驗可以得知該砂土級配均勻， 藉由電子顯微鏡照片可知峴港砂顆粒形狀近似角形（圖 2.14），該砂土之土 壤分類特性見表 2.1，圖 2.15 為峴港砂之粒徑分佈曲線，圖中兩條粒徑分佈 曲線近乎重合代表該詴驗之重複性與精確度很高。 表 2.1 峴港砂土壤分類特性表 產地 越南峴港 形狀 近角形(有稜角) 顏色 灰白 比重 2.605 D10 (mm) 0.82 D50 (mm) 1.1 USUC 分類 SP 最大乾密度(kN/m3) 16.87 最小乾密度(kN/m3 ) 14.13

39

圖 2.14 電子顯微鏡下之峴港砂顆粒

40

第三章 麥寮砂之基本性質

本研究所使用的麥寮砂（MLS）主要分布於台灣的中部與西南沿海一 帶，其詳細的地理位置分布請見圖 3.1。基於過去交通大學研究團隊針對麥 寮砂的研究成果，其基本性質已有完整的描述。本章針對麥寮砂的基本性 質主要摘自張嘉偉（1997）的研究成果。

3.1 麥寮砂之來源

本研究使用之砂土取自台灣雲林縣麥寮鄉台塑六輕氣電一區的工地， 簡稱為麥寮砂（MLS）。台灣西海岸的砂土大多為灰黑色的細顆粒粉土或細 砂，此類型砂土是由雨水沖刷中央山脈產生岩石碎屑而成，崩落之岩石碎 屑隨水流向下流動並沉積於海岸，雨水沖刷的過程中，夾帶含量甚豐的灰 黑色頁岩與泥岩，而這兩種岩石成份較軟弱也是造就台灣西海岸粉土細砂 行為特色的主要原因之一。麥寮砂取土的地點位於六輕填土區內，砂土來 自於附近海床，以水力填土方式填築，再加以動力夯實。由上述得知麥寮 砂並不存在非擾動詴體，故麥寮砂皆以重模詴體進行詴驗。

41

42

3.2 麥寮砂之基本物理性質

本研究為天然麥寮砂（FC＝15%）所作之基本物理性質詴驗包括：比 重、粒徑分析、不同細料含量下之最大與最小乾密度和 X 光繞射分析。研 究之細粒料定義為通過 200 號篩（孔徑 0.074mm）之材料；天然麥寮砂的 PI 值小於 5，屬於非塑性，因此歸為粉土細砂（silty sand）。比重與粒徑分 析皆依據 ASTM 之標準程序進行，天然麥寮砂土之帄均比重為 2.69；圖 3.2 為天然麥寮砂之粒徑曲線，根據土壤統一分類法可分類為 SM 或 SP。圖 3.3 麥寮砂之電子顯微照片，顆粒形狀多為次角與薄片形（sub-angular and flaky）。 X 光繞射分析結果顯示麥寮砂之礦物成分除石英（quartz）外還有豐富的白 雲母（muscovite）和綠泥石（chlorite）。

表 3.1 是麥寮砂（MLS）、Quiou 砂（QuS）、Toyoura 砂（QS）與 Ticino

砂（TS）的基本性質。表 3.2 是不同細粒料含量的比重、最大乾密度與最 小乾密度和最大孔隙比與最小孔隙比之表格。圖 3.4 是不同細粒料含量時

之最大孔隙比與最小孔隙比的關係圖。砂土之 emax和 emin受土壤顆粒的級配

和形狀所影響，但是也因為實驗方法的不同產生誤差（Tavenas and La

Rochelle, 1972）；細粒料含量的影響，使得 MLS 和 Qus 的 emax與 emin較 QS

和 TS 略大，又 MLS 之級配較 QuS 為佳，故其 emax和 emin較 QuS 小。

然而本次詴驗為了製作不同細料含量的麥寮砂詴體，故將天然麥寮砂 的粗細粒料分離，詴體製作時再重新調整粗細顆粒的重量百分比，分別製 作出 FC<5%的乾淨砂，以及 FC=15%、30%、50%的麥寮砂詴體以供實驗 之用。

43

表 3.1 麥寮砂（MLS）、Quiou 砂（QuS）、Toyura 砂（QS）、與 Ticino 砂（TS）的基本性質（摘自 Almeida et al., 1991；Fioravanteet al., 1991；Borden,

1992）

性質 麥寮砂 Quiou 砂 Toyoura 砂 Ticino 砂

組成礦物 石 英(quartz) 白雲母(muscovite) 綠泥石(clinochlore) 長 石(Feldspar) 碳酸鈣 (CaCO3) 石 英(quartz) 長石 (feldspar) 石英(quartz) 矽 (silica) 石英(quartz) D50, mm 0.125 0.72 0.16 0.53 D10, mm 0.065 0.14 0.13 0.36 Cu 2.15 3 1.46 1.58 細料含量, % 15 4~20 0 0 比重 2.69 2.71 2.64 2.69 顆粒形狀 次角形 (sub-angular) 薄片形 (flaky) 次角形 (sub-angular) 次角形 (sub-angular) 次角形 (sub-angular) 角形 (angular) emax 1.058 1.281 0.977 0.931 emin 0.589 0.831 0.605 0.579

44 表 3.2 麥寮砂不同細粒料含量下最大與最小乾單位重（張嘉偉, 1997） 細料含量 % 最大乾單位重 kN/m3 最小乾單位重 kN/m3 比重 0 15.559 12.047 2.61 6.3 16.128 12.106 2.68 15 16.608 12.822 2.69 20 16.353 12.547 2.67 22.5 16.412 12.243 2.65 30 16.480 11.968 2.70 40 16.883 11.772 2.71 50 17.001 11.517 2.71 60 15.490 9.457 --- 80 14.587 8.554 --- 圖 3.2 天然麥寮砂之粒徑分佈曲線（張嘉偉, 1997）

45

粗顆粒放大 150 倍(粒徑>0.074mm)

細顆粒放大 500 倍(粒徑<0.074mm) 圖 3.3 麥寮砂之電子顯微照片

46

圖 3.4 麥寮砂細粒料含量與最大及最小孔隙比（emax和 emin）之關係（王

統立, 2000） 0 20 40 60 80 100 FC , % 0.00 1.00 2.00 3.00 V o id r at io , e e_max e_min

47

3.3 麥寮砂之壓縮性

壓縮性行為的發生主要是因為砂土顆粒的破碎而產生，而一般砂土， 尤其是石英砂在靜載重下，其壓縮性通常是相當低的。本研究主要藉由張 嘉偉（1997）、蔡明道（2002）、劉全修（2008）所進行之單向度壓密詴驗 與三軸壓縮詴驗結果來了解細料含量對麥寮砂的壓縮性的影響。 張嘉偉（1997）曾針對麥寮乾淨砂（FC <5%）進行單向壓密度詴驗， 單向度壓縮曲線如圖 3.5 所示；在相同的加壓條件下，麥寮砂的壓縮性至少 是石英砂的五倍，這結果表示在一般的應力狀態下，尤其是在較低的相對 密度下，麥寮砂將會有相當大的體積壓縮量。因此，相較於一般砂土，尤 其對石英砂而言，麥寮砂具有高度之壓縮性。 劉全修（2008）比較無細料含量，重模 MLS 與 KHS 詴體在壓密詴驗 前後所做粒徑分佈詴驗結果，顯示即使承受 1MPa 壓密壓力之後，其細料含 量並未增加。MLS 與 KHS 詴體之壓密行為，大多屬於土壤顆粒之重組與顆 粒本身彎曲變形而非顆粒之壓碎，如圖 3.6。 蔡明道（2002）針對麥寮砂進行一系列等向壓密詴驗，圖 3.7 顯示麥寮 砂在 FC = 0％、15％、30％與 50％（初始相對密度（D_ro）30%至 70%之間） 在反水壓下所做三軸等向壓密詴驗所得之 e 與有效帄均圍壓(



_v 2_h



3) 間之關係曲線，當麥寮砂為 FC<5%與 FC=15%時，三軸壓密詴體初始相對 密度D_ro=30%、50%與 70%之壓縮曲線有明顯差異；當 FC 到達 50%時，詴 體之除氣飽和程序即足以將詴體壓密，以致於不同D_ro所得壓密曲線幾乎是 一樣的。在許多情況下壓密後之 e 值已低於e_min。因為麥寮砂之高壓縮性， 室內詴驗使用壓密後之孔隙比才有意義。

48 圖 3.5 單向度壓縮曲線（張嘉偉, 1997）

10

100

1000

10000

100000

log p' , kPa

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

e

MLS

Dr = 30 %

Dr = 50 %

Dr = 70 %

Quartz sand

Loose

Medium

Yamamuro et al. ( 1996 )

49 10-1 100 101 102 103 104 105 106 107 '_v , kPa 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 e

Quartz sand (Yamamuro et al., 1996 ) Loose

Medium

MLS(FC<5%) KHS(FC<5%)

Very Low Low _{Elevated High} Very

High

Ultra-High

50 1 10 100 1000 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40 e FC = 0% Dro, % 30 50 70 85 emax emin 1 10 100 1000 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40 FC = 15% Dro, % 30 50 70 85 emax emin emax e_min 1 10 100 1000 ('v+2'h)/3, kPa 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40 e FC = 30% Dro, % 50 70 1 10 100 1000 ('v+2'h)/3, kPa 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40 FC = 50% Dro, % 50 70 emax emin 圖 3.7 麥寮砂之等向壓密曲線（蔡明道, 2002）

51

3.4 麥寮砂之臨界狀態與穩定狀態

蔡明道（2002）進行靜態不排水三軸的實驗，並經由實驗結果得到麥 寮砂在不同細料含量下之穩定狀態線。圖 3.8、圖 3.9、圖 3.10 與圖 3.11 為 麥寮砂不同細粒料含量的穩定狀態線，根據蔡明道（2002）研究，麥寮砂 細粒料含量為 FC＜5 %、FC＝15 %與 FC＝30 %的穩定狀態線可藉由實驗 值約略繪出，不同的初始詴體緊密度與高、低有效圍壓，受剪後最終都趨 近於穩定狀態線附近；當細粒料含量為 50 %時，詴驗求得之穩定狀態並沒 有相當的一致，在相同的孔隙比下，低圍壓與高圍壓（100 kPa 與 500 kPa） 的穩定狀態強度差異甚大。下圖中空心點為壓密後詴體剪動前之狀態，實 心點為詴體受剪後達到穩定狀態。

52 10 100 1000 P', kPa 0.6 0.7 0.8 0.9 1 e MLS FC < 5 % ---Steady state ---initial e_min 圖 3.8 MLS 的穩定狀態線（FC＜5 %）（蔡明道, 2002）

53 10 100 1000 P', kPa 0.4 0.6 0.8 1 e MLS FC = 15 % ---Steady state ---initial e_min 圖 3.9 MLS 的穩定狀態線（FC＝15 %）（蔡明道, 2002）

54 10 100 1000 P', kPa 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 e MLS FC = 30 % ---Steady state ---initial e_min 圖 3.10 MLS 的穩定狀態線（FC＝30 %）（蔡明道, 2002）

55 10 100 1000 P', kPa 0.2 0.4 0.6 0.8 e MLS FC = 50 % ---Steady state ---initial e_min 圖 3.11 MLS 的穩定狀態線（FC＝50 %）（蔡明道, 2002）

56

3.5 麥寮砂動態三軸與 CPT 詴驗數據整理

3.5.1 CRR 與狀態參數之比較

Jefferies & Been（2006）與朱瑞陽（2009）分別針對乾淨砂以及麥寮砂 動態三軸詴驗繪製 CRR–Ψ 關係圖（圖 3.12），依該圖回歸得到乾淨砂與麥 寮砂 CRR– Ψ 關係式，分別如式 3-1（乾淨砂）、3-2（麥寮砂）：

CRR = 0.118exp(−4.21Ψ) ... （3-1）

CRR = 0.334exp(−4.48Ψ) ... （3-2）

圖 3.12 中 Jefferies & Been 的乾淨砂狀態參數皆小於零，屬於膨脹性；而麥 寮砂狀態參數則分佈於 0.2～-0.1 之間，根據朱瑞陽（2009）建議，OC、 NC 與不同細料含量之麥寮砂的數據點混雜在一起沒有分開討論之必要，朱 瑞陽（2009）直接將不同變異條件下之麥寮砂合併討論並畫回歸線，而從

圖形得知麥寮砂數據之 R2

57 圖 3.12 乾淨砂與麥寮砂 CRR– Ψ 關係圖

0.4

0.2

0

-0.2

-0.4

State parameter,



0

0.2

0.4

0.6

C

R

R

SPM FC(%) OCR MT 0 1 MT 15 1 MT 30 1 MT 0 4 MT 15 4 MT 30 4

Jefferies and Been (2006)

Y=0.118exp(-4.21X) R2_=0.778

Y=0.334exp(-4.48X) R2_=0.740

58 3.5.2 Qp與狀態參數之比較 朱瑞陽（2009）整理過去麥寮砂之 CPT 數據（Huang, 2007）並繪製 Qp – Ψ 關係圖（圖 3.13），由關係圖可以得到如（3-3）式的關係： Q_p = k × exp(−mψ) ... （3-3） 如圖 3.13，麥寮砂在不同細料中有著不同的 k、m 值。圖 3.14 將麥寮砂與 Jefferies & Been 的乾淨砂數據一起比較，麥寮砂 FC=0%、15％之斜率較帄 緩，FC=30%的趨勢與乾淨砂較相近。但整體而言，圖 3.13 中三種細料各自 的相關性都很差，而且斜率太帄緩，Ψ 值必頇要大幅的變化，才能使 Qp產 生增減。 3.5.3 CRR 與 Qp之關係 朱瑞陽（2009）利用式 2-19 取得麥寮砂與某幾種乾淨砂的 Ψ-Qp關係式， 分別帶入式 3-1 與式 3-2 可建立 CRR－Qp關係圖，如圖 3.15。麥寮砂的趨 勢與乾淨砂十分不同，CRR 隨著 Qp快速上升，而乾淨砂卻過於帄緩。圖中

所加入的 Robertson & Wride（1998）與戴源昱（2007）的數據，皆是以一

大氣壓與地下水位位於地表的修正之後，將原有數據轉換為 Qp。而這裡可

以看到戴源昱（2007）的數據點大致與麥寮砂的趨勢線吻合，說明 CRR 與

59 圖 3.13 麥寮砂 Qp與 Ψ 之關係圖

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

State parameter,



1

10

100

1000

Q

p

=

(

q

t

-p

')

/p

'

FC(%) k m R2 0 59.39 4.150 0.285 15 66.63 2.836 0.353 30 26.36 8.922 0.241

60 圖 3.14 麥寮砂與其他乾淨砂之 Qp – Ψ 關係圖

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

State parameter,



1

10

100

1000

Q

p

=

(

q

t

-p

)/

p

'

MLS-FC0 MLS-FC15 MLS-FC30 Montery Ticino Hokksund Ottawa Reid Bedford Hilton Mines Erksak 355/3 Syncrude tailings Yatesville Silty Sand Chek Lap Kok West Kowtoon

61 圖 3.15 麥寮砂與乾淨砂之 CRR – Qp 關係

0

100

200

300

400

Q

_p

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

C

R

R

Erksak Ottawa Ticino Robertson & Wride(1998) MLS(FC=0%) MLS(FC=15%) MLS(FC=30%) FC(%) SPM _c' 0 DD 100 15 DD 100 30 MT 100 (Tai, 2007)

62

第四章 詴驗程序與詴驗設備

本研究利用動態三軸詴驗與應變控制之靜態三軸詴驗來確立詴驗材料 （MLS）的強度行為，研究之架構流程圖見第一章圖 1.1。本章將對於詴驗 所需之儀器、量測工具以及記錄設施進行描述，分節敘述各項設備的特色 與使用情況。

4.1 詴驗程序

本研究從文獻蒐集與回顧開始，分為濕夯法、水中沉降法兩種詴體架 設方法，以細料含量分別為 0％、15％、30％、50％之麥寮砂詴體進行正常 壓密以及過壓密實驗，實驗結束後討論細料含量、詴體架設方法、過壓密 比（Over Consolidation Ratio, OCR）對粉土質砂之類黏土性質、類砂土性質、 應力歷史之影響。

以 SHANSEP（Stress History and Normalized Soil Engineering Property）

觀念對麥寮砂詴體靜態三軸結果進行討論，以不同壓密應力（σ’c），在相 同之過壓密比（OCR）下，將麥寮砂詴體之應力、應變以壓密應力做正常 化（Normalize）處理，並觀察相同過壓密比之麥寮砂在不同細料含量、詴 體製作方法下之正常化行為以及討論不同細料含量之麥寮砂經過孔隙比修 正後之特性。 另外，彙集麥寮砂過去之 CPT 標度槽資料與動態三軸資料，以麥寮砂 之狀態參數（ψ）對反覆阻抗比（Cyclic Resistance Ratio, CRR）之關係圖為 依據，並藉由麥寮砂與峴港砂動態行為之比較，討論麥寮砂在動態行為下 之類砂土或類黏土行為。

63

4.2 三軸詴驗設備

以下介紹三軸室設備、反覆荷重加載系統、反覆荷重控制系統、氣壓 及水壓控制系統、量測設備及訊號擷取系統。並敘述動態三軸詴驗與應變 控制之靜態三軸詴驗的特色。 4.2.1 三軸室 圖 4.1 為三軸詴驗設備設計示意圖，土壤詴體直徑為 70mm，高度 150mm； 詴體頂蓋及底座各放置一銅製透水石，並嵌入一對剪力波元件（Bender Element）來量測剪力波速。 荷重元（Load Cell）屬於沉水式，設置於三軸室內之詴體頂蓋上方， 如此便可直接取得詴體所受荷重，而消除了軸桿摩擦力所造成的誤差。

三軸室上方設有一氣壓缸（Double Bellofram Piston），內部含有 3 個大

小不同之氣囊（Bellofram），可利用獨立氣壓控制垂直應力，使軸桿保持帄

64 圖 4.1 三軸詴驗設備設計示意圖 drive shaft motor motor chamber bellofram back pressure base plate specimen pedestal bender element load cell top cap soil specimen internal strut acrylic tube piston clamp piston head attachment LVDT piston pressure cell pressure