行政院國家科學委員會專題研究計畫 期中進度報告
子計劃三:軟弱粘土深開挖之影響範圍研究(1/3)
計畫類別： 整合型計畫 計畫編號： NSC91-2211-E-146-001-執行期間： 91 年 08 月 01 日至 92 年 07 月 31 日 執行單位： 華夏工商專科學校營建管理科 計畫主持人： 謝百鉤 計畫參與人員： 龔東慶,李盈瑲 報告類型： 精簡報告 處理方式： 本計畫可公開查詢中
華
民
國 92 年 5 月 23 日
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行政院國家科學委員會專題研究計畫期中報告
軟弱粘土深開挖之影響範圍研究(1/3)
The Study of Influence Zone of Deep Excavation in Soft
Clay
計畫編號：NSC 91-2211-E-146-001
執行期限：91 年 08 月 01 日至 92 年 07 月 31 日
主
持
人
：
華夏工商專科學校營建管理
謝
百
科
一、中文摘要 要探討軟弱粘土深開挖之影響範圍， 必須合併開挖穩定及地表沉陷分析兩個重 要的研究主題。在穩定分析方面，採基礎 構造設計規範檢核隆起，安全係數要求大 於 1.2，一般可得合理的分析結果，而土壓 平衡之穩定分析，所得之安全係數有低估 的現象。另一方面，本研究亦對台北粉土 質粘土進行小應變試驗，試驗結果顯示 uc i s E / 約為 1700~2200。 關鍵詞：深開挖、影響範圍、穩定分析、 小應變模數 AbstractTo explore the influence zone of excavation in soft clayey layers, in most cases, also requires two other fields to be simultaneously investigated: the influence zones of ground surface settlement and the excavation stability-related potential failure zones. Based on this study, it is
recommended that the Design Specification for Foundation, which suggests that basal heave be checked for deep excavation, and a safety factor of 1.2 should be adopted. In the other hand, This study carried out a series of undrained triaxial tests to obtain the elasticity modulus of the Taipei silty clay at small strain, The results show that clays possess the rather high-undrained elastic modulus at small strains and Ei/suc =1700~2200.
Keywords: Deep Excavation, Influence
Zone, Stability Analysis, Small Strain Modulus. 二、計畫緣由與目的 在軟弱粘土層中進行深開挖工程時， 在開挖區周圍某一範圍內的地盤可能會因 開挖的解壓力而產生較大的位移或產生破 壞。為了避免因開挖損及鄰近構造物，深 開挖工程在進行前須先估計可能造成的影 響範圍及該範圍內地盤位移的情形。 要探討軟弱粘土深開挖之影響範圍必 須將深開挖工程中的兩個重要研究主題合
併考慮：一為開挖之穩定分析，一為深開 挖引致之地表沉陷的分析與預測。 本計畫將穩定分析及地表沉陷兩個研 究主題合併探討，預定以三年的時間分別 探討粘土層深開挖之穩定分析和地表沉 陷，最後統合沉陷影響區及潛在破壞區， 以建議粘土層深開挖影響範圍評估準則。 在第一年期的計畫中主要著重於穩定 分析的探討，預期可完成之工作項目如下： 1.釐清各開挖穩定分析方法之適用性。 2.釐清粘土層深開挖影響範圍之影響因素。 3.確立破壞案例現場不排水剪力強度。 4.確認台北粉土質粘土之小應變模數。 三、研究成果 根據本計畫第一年預期完成之工作項 目為，目前的成果分述如下： 3.1 開挖穩定分析方法之適用性 在軟弱粘土層中，常用的穩定分析方 法，包括土壓平衡法，如 Burland 等人[1] 的方法、基礎設計規範貫入深度檢核的方 法 [2] 等 ， 以 及 開 挖 面 之 隆 起 分 析 ， 如 Terzaghi[3]的方法、Bjerrum 和 Eide[4]的方 法及基礎設計規範的隆起檢核方法[2]等。 各分析方法所得安全係數變化如圖 1 至圖 5 所示，其中η為正規化不排水剪力強度。 0 1 2 3 x /H 0 1 2 3 4 5 F S Burland(1981),Su /σv'=const. h/H =0.2 圖 1 Burland 等人的結果 0 1 2 3 x/H 0 1 2 3 4 5 F S Su/σv'=const.,h/H=0.2 圖 2 規範貫入深度檢核的結果 0 1 2 3 4 x /H 0 1 2 3 4 5 F ST 13 . 0 / = ′ γ γ η 15 . 0 / = ′ γ γ η 13 . 0 / = ′γ γ η 15 . 0 / = ′γ γ η 考慮側邊剪應力 不考慮側邊剪應力 圖 3 Terzaghi 的結果 0 1 2 3 4 x/H 0 1 2 3 F SB 13 . 0 / = ′ γ γ η 15 . 0 / = ′ γ γ η 圖 4 Bjerrum 和 Eide 的結果 0 1 2 3 4 x/H 0 1 2 3 4 5 F SC 13 . 0 / = ′ γ γ η 15 . 0 / = ′γ γ η 13 . 0 / = ′ γ γ η 15 . 0 / = ′ γ γ η 以底撐為圓心 以開挖面為圓心 圖 5 規範隆起檢核的結果 Woo 和 Moh[5]曾對台北盆地之深開挖 工 程 進 行 統 計 ， 一 般 連 續 壁 深 度 約 為 1.6H~2.2H，即 d=0.6H~1.2H。由圖 1 及圖 2 顯示，對一般的設計(即 d=0.6H~1.2H)，
Burland 等人[1]的方法及基礎設計規範貫 入深度檢核的方法[2]，FS 欲達到 1.0，正 規化不排水剪力強度η需 0.36 以上，對台 北粉 土質 粘土而 言，典型的η 普 遍 小於 0.36，但卻能成功的開挖並未破壞，因此對 典型的台北粉土質粘土及一般的設計結果 而言，明顯的此兩種方法低估了安全係 數，並不適用於台北粉土質粘土的穩定分 析。另一方面，規範要求貫入深度檢核之 FS 需 大 於 1.5 ， 更 是 不 易 達 到 。 對 於 Terzaghi[3]的方法、Bjerrum 和 Eide[4]的方 法及基礎設計規範的隆起檢核方法[2]，以 典型的台北粉土質粘土及一般的設計結果 而 言 ， 其 所 得 之 FS 大 小 來 看 ， 假 設 3 / 15 . 18 kN m = γ ，當 d=0.6H 時，FS 要達 到 1.2，利 用規 範的 隆起 檢核 方法 可得 v u s σ′ 須 0.3，而當 d=1.2H 時，su σv′ 須 0.24，這樣的強度值是典型台北粉土質粘土 之su σ′v，而當su σv′ =0.24、d=0.6H 時其 安全係數約為 1.0，因此這些開挖案例未發 生隆起破壞。 因此依台灣地區設計經驗，規範的隆 起檢核方法要求FS≥1.2，已通過安全性和 經濟性考驗，至於 Terzaghi[3]法及 Bjerrum 和 Eide[4]的方法，要求FS ≥1.5，就台北 盆地的粘土強度及設計，一般是無法達到 其要求，因此用於台北地區時，FS 的要求 須再確認，但其方法可做為輔助檢核之用。 3.2 深開挖影響範圍之影響因素 在軟弱粘土層開挖的穩定性方面，當 開挖產生穩定性破壞時，在破壞區內將產 生極大量的位移，而縱使未發生穩定性破 壞，但在潛在破壞區內，應也會因開挖而 引致較大的位移量，如圖 6 所示，在此範 圍內之構造物同樣為我們所關切的重點， 因此開挖之潛在破壞區應與影響範圍有密 切的關係。 根據極限分析的理論[6]及上述之穩定 分析方法，其可考慮之潛在破壞區應和開 挖寬度、開挖深度、硬層深度等有關，其 範圍之決定須再經由破壞案例之研究及相 關之參數分析後方能確認，相關的研究將 於後續第二年度計畫所規畫之破壞案例分 析研究及參數研究中繼續進行及建立。 3.3 破壞案例現場不排水剪力強度 為了探討開挖穩定性失敗的行為及潛 在影響區，本研究於台北盆地三個開挖面 穩定破壞之案例現場重新鑽探取樣，進行 試驗室三軸 UU 試驗、K 壓密不排水壓縮o 試驗、伸張試驗 DSS 試驗以獲得不排水剪 力強度，並於現場進行十字片剪力試驗。 潛在破壞區 破壞面 圖6 開挖潛在破壞區之位移示意圖 6m取薄管 15m取薄管 21m取薄管 27m取薄管 30m取薄管 8m Vane shear 12m Vane shear 24m Vane shear 13.45m GL-24.0m GL-2.8m SM ML-OL SM-SP CL GL-4.5m GL-8.7m GL-10.7m 6m Vane shear 7.5m取薄管 12m取薄管 18m取薄管 24m取薄管 27m取薄管 30m取薄管 15m Vane shear 21m Vane shear 18m Vane shear 13.45m 水壓計 19m水壓計 24m水壓計 第1孔 第2孔 圖 7 破壞案例鑽探取樣及現地試驗規畫圖 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 50 100 150 200 250 300 v σ′ = 209 kPa，suc= 63 kPa = 430 kPa，suc= 139 kPa = 310 kPa，suc= 102 kPa qmax qmax qmax Ko= 0.51 Ko= 0.52 Ko= 0.52 σ1 -σ 3 (k P a ) 軸應變 ε (%) v σ′ v σ′ 圖 8 台北粉土質粘土之應力－應變行為
=209kPa，suc= 63kPa =430kPa，suc= 139kPa =310kPa，suc= 102kPa (受剪應變速率為1%/hr) Esec suc 0.001 0.01 0.1 1 10 100 1000 倫敦粘土 (Jardine等人[7]) 5000 軸應變 ε (%) v σ′ v σ′ v σ′ 圖 9 正規化正割模數隨應變衰減情形 圖 7 為其中一個案例鑽探取樣及現地 試驗之規畫圖，相關的試驗結果除可探討 不同試驗所得之不排水剪力強度關係外， 試驗所得之土壤參數並可提供給第二年度 針對破壞案例進行詳細的分析探討，確認 不同試驗所得之強度參數之適用性及破壞 原因與行為。此部份的鑽探及試驗工作目 前正在進行中，在第一年期計畫時間結束 前即能有切確的成果。 3.4 確認台北粉土質粘土之小應變模數 根據許多學者的研究[7,8,9]，粘土在不 排水條件下小應變時具有相當高的彈性模 數。為了進一步瞭解台北粉土質粘土在小 應變之應力－應變行為，本研究對台北重 粉 土 質 粘K 壓密不排水壓縮試o 土進行 驗，並且採用精度可達 0.5µm 之非接觸式 位移感測器(proximeter)量測軸向變形，其 所得之應變量可達10−3%。 圖 8 為部分試驗的結果，顯示在軸向 應變約 0.1%~0.3%產生最大軸差應力，三 組試驗之靜止土壓力係數K 與正規化不o 排水剪力強度均非常接近。圖 9 為本研究 試驗所得正規化正割模數(Esec /suc)隨軸向 應變衰減情形，顯示台北粉土質粘土在小 應 變 範 圍 (10-3 %~10-1%) 具 有 非 線 性 之 行 為，圖 9 中同時表現出 Jardine 等人[7]對倫 敦粘土的試驗結果，顯示台北粉土質粘土 之正規化初始勁度及勁度隨應變衰減的趨 勢和倫敦粘土相當接近。 根據 Jardine[11]的研究結果，粘性土壤 在ε ≤10−3%所得之彈性模數應可視為土 壤的初始彈性模數(E )。由本研究試驗所i 得之圖 6 所示，當應變接近 10-3 %時，台北 粉土質粘土之正規化初始彈性模數(E /i suc) 可達 1700～1800，此數值略低於秦中天和 劉泉枝[9]之試驗結果，由於本研究之試驗 採用重模土，試驗結果勁度略低於原狀土 應屬合理。若與歐章煜與張聰耀[10]同樣以 基隆河流域重模粘土之試驗結果比較，其 試驗之初始點應變量為 0.05%，對應之 uc i s E / 大約只有 400~500，明顯地低於本研 究小應變之試驗結果。 由於採彈塑性分析時，需要輸入初始 彈性模數，一般傳統作法是以靜力三軸試 驗量測之初始點來計算初始彈性模數，明 顯的此數值會受到量測儀器精度之影響而 有數倍之差距，根據秦中天和劉泉枝[9]及 本研究之試驗結果，台北粉土質粘土在小 應變時之E /i suc約為 1700~2200，若分析時 採用傳統方法所得數值，將嚴重低估粘土 小應變之初始彈性模數。 此部份的成果將繼續提供給第二年期 計畫中之有限元素法分析使用。 四、結論 綜合本計畫至目前的研究結果，有以 下結論： 1.以土壓平衡的方法進行開挖面之穩定分 析，所得之安全係數有低估之虞。 2.對寬而淺(B≥H )的開挖工程，當貫入深 度d ≤B時，採基礎構造設計規範檢核隆 起，安全係數要求大於 1.2，一般可得合 理的分析結果。
3.Terzaghi 法及 Bjerrum 和 Eide 的方法，就
台北粘土的強度而言，不易達到FS ≥1.5 之要求，因此 FS 的要求須再確認。 4.和開挖面穩定有關之潛在破壞區應應和 開挖寬度、開挖深度、硬層深度等有關。 5.台北粉土質粘土在小應變時具有相當高 的彈性模數，其E /i suc約為 1700~2200， 破壞應變約 0.1%~0.3%。 五、計畫成果自評 本研究依原計晝內容進行，同時亦陸 續 成 計預期完成的工作項目及成果。畫 本 研 究 的 部 分 內 容 將 發 表 於 12th Asian
Regional Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering (2003)及中國土
木水利工程學刊(2003)。
六、參考文獻
[1] Burland, J.B., Potts, D. M., and Walsh, N. M., “The Overall Stability of Free and Propped Embedded Cantilever Retaining Walls”, Ground Engineering, Vol. 14, No. 5, pp. 28-38. (1981)
[2] 中華民國建築學會，建築技術規則建築構造篇
基礎構造設計規範，民國七十七年。
[3] Terzaghi, K., Theoretical Soil Mechanics, John Wiley & Sons, Inc., New York, N. Y. (1943).
[4] Bjerrum, L., and Eide, O., “Stability of strutted excavation in clay,” Geotechnique, Vol. 6, No. 1, pp. 32-47 (1956).
[5] Woo, S. M., and Moh, Z. C. “Geotechnical characteristics of soils in taipei basin,” Proceedings, 10th Southeast Asian Geotechnical Conference, Special Taiwan Session, Taipei, Vol.
2, pp. 51-65 (1990).
[6] Atkinson, J. H., Foundations and Slopes: An Introduction to Applications of Critical State Soil Mechanics, Mcgraw -Hill Book Company (UK) Limited, London (1981).
[7] Jardine, R. J., Symes, M. J., and Burland, J. B., “The measurement of soil stiffness in the triaxial apparatus,” Geotechnique, Vol. 34, No. 3, pp. 323-340 (1984).
[8] Burland, J. B., “Ninth Laurits Bjerrum Memorial Lecture: “Small is beautiful”- the stiffness of soils at small strain,” Canadian Geotechnical Journal, Vol. 26, pp. 499-516 (1989). [9] 秦中天、劉泉枝，「台北粉質粘土體積變化與 不排水行為」，中國土木水利工程學刊，第九 卷，第四期，第 665-678 頁 (1997)。 [10] 歐章煜、張聰耀，「台北沈泥質粘土之變形特 性研究」，中國土木水利工程學刊，第十四卷， 第三期，第 531-540 頁 (2002)。
[11] Jardine, R. J., “Some observations on the kinematic nature of soil stiffness,” Soils and Foundations, Vol. 32, No. 2, pp. 111-124 (1992).
