行政院國家科學委員會專題研究計畫 成果報告
乾濕化路徑對不飽和夯實土壤之基質吸力與剪力模數之影 響(第 2 年)
研究成果報告(完整版)
計 畫 類 別 ： 個別型
計 畫 編 號 ： NSC 97-2221-E-011-098-MY2
執 行 期 間 ： 98 年 08 月 01 日至 99 年 07 月 31 日 執 行 單 位 ： 國立臺灣科技大學營建工程系
計 畫 主 持 人 ： 林宏達
計畫參與人員： 碩士級-專任助理人員：廖志穎
博士班研究生-兼任助理人員：王正君 博士班研究生-兼任助理人員：拱祥生
報 告 附 件 ： 出席國際會議研究心得報告及發表論文
處 理 方 式 ： 本計畫涉及專利或其他智慧財產權，2 年後可公開查詢
中 華 民 國 99 年 10 月 29 日
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行政院國家科學委員會補助專題研究計畫 期末成果報告
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※ 乾溼化路徑對不飽和夯實土壤之基質吸力 ※
※ 與剪力模數之影響 ※
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計畫類別： □個別型計畫 □整合型計畫 計畫編號：NSC 97-2221-E-011-098-MY2
執行期間： 97 年 8 月 1 日至 99 年 7 月 31 日
計畫主持人：林宏達教授 博士研究生：王正君、拱祥生 專任研究助理：廖志穎
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
執行單位：國立台灣科技大學營建工程系
中 華 民 國 99 年 7 月 31 日
行政院國家科學委員會專題研究計畫期末報告
乾濕化路徑對不飽和夯實土壤之基質吸力與剪力模數之影響 Influence of Drying and Wetting Path on Matric Suction and
Shear Modulus of Unsaturated Compacted Lateritic Soil
計畫編號：97-2221-E-011-098-MY2 執行期限：97 年 8 月 1 日至 99 年 7 月 31 日
主持人：林宏達教授 國立台灣科技大學營建工程系 主要研究人員：王正君、拱祥生、廖志穎
一、中文摘要
根據前人研究及實際案例探討，夯實 之土壤邊坡及路基土壤大都位於地下水位 以上，長期處於不飽和狀態，應用目前國 際間發展漸趨成熟之不飽和土壤力學理 論，可較為合理銓釋該類邊坡及路基土壤 之工程行為。不飽和夯實土壤工程性質會 因環境變化而改變，因此，以基質吸力觀 點來探討環境變化對不飽和夯實土壤力學 性質之影響是很值得研究的課題。本研究 主要研究目標是探討環境變化(乾濕化路 徑)對土壤基質吸力及剪力模數之影響。先 進行一系列不飽和夯實土壤試驗，包括乾 濕化路徑模擬、土壤基質吸力量測及彎曲 元件試驗。接著再根據試驗結果進行不飽 和夯實土壤在乾濕化路徑下之工程特性之 歸納與評估。研究成果應可提供季節性降 雨變化對不飽和夯實土壤邊坡與鋪面系統 之工程行為評估之參考。
關鍵詞：不飽和夯實土壤、彎曲元件、基 質吸力、剪力模數、乾化、濕化
Abstract
Previous studies show that man-made compacted slopes and subgrade soils are usually above the ground water table and in unsaturated condition. The behavior of the unsaturated compacted soil slope and subgrade soils can be better interpreted by applying the theory of unsaturated soil mechanics. The engineering property of unsaturated soils may change with changes of the environment; therefore, it is worthwhile to study the effect of environmental changes on the mechanical properties of unsaturated compacted soils
from the point of view of matric suction. The main goal of this research is to investigate the effects of environmental changes (drying and wetting path) on matric suction and shear modulus of unsaturated soils. This goal is to be achieved by conducting a series of tests, including simulation of the drying and wetting path, matric suction measurement, and the bender element test. Laboratory test results are then summarized to evaluate the general engineering characteristics of unsaturated compacted soils under various types of drying and wetting paths. The outcome of this research can provide valuable reference for the evaluation of the engineering behavior of unsaturated compacted soil slope and pavement system subjected to seasonal changes in precipitation.
Keywords: Unsaturated Compacted Soils,
Bender Element, Matric Suction, Shear Modulus, Drying, Wetting二、緣由與目的
無論是道路、鐵公路、機場跑道或是 邊坡工程等，夯實土壤的工程行為一直以 來都是被注目的研究議題。傳統上，許多 文獻嘗試以夯實曲線來評估並預測夯實土 壤的工程行為，但這些方法僅考慮到含水 量對於夯實土壤工程行為的影響，至於以 土壤基質吸力(Matric Suction)之觀點來探 討夯實土壤的力學性質則並不多見。本計 畫主持人以國科會核定之兩年時間，應用 不飽和土壤力學理論，並延續主持人先前 執行的國科會2年期計畫「不飽和夯實土壤 動靜態力學性質之研究」的部份成果，進 行不飽和夯實土壤在乾濕化路徑下，基質
吸力與剪力模數之影響研究。本研究以模 擬現地環境之乾濕化路徑之觀點，分別探 討夯實土壤在施工階段及使用維護階段之 工程特性(基質吸力與剪力模數)歸納與評 估，最後將研究成果進一步應用至不飽和 夯實土壤之邊坡穩定性分析等。整個研究 中最大特點，將以實際夯實土壤的現地應 力路徑之觀念來探討不飽和夯實土壤之基 質吸力與剪力模數特性。
本研究為 2 年期研究計畫（97-98 年 度），為國際上首次以基質吸力理論，進行 跨領域(大地工程及鋪面工程)工程特性的 評估。第1 年（97 年度），研究重點是建置 完整之乾溼化路徑環境模擬程序、環境模 擬儀器更新及維護、並進行土壤乾濕化之 試驗模擬。然後再應用濾紙法量測基質吸 力並探討乾濕化路徑對不飽和土壤基質土 壤的影響。第二年之計畫(98 年度)，更新 現有彎曲元件試驗相關儀器設備包括彎曲 元件、波形產生器及示波器等；然後以彎 曲元件試驗量測不同乾濕化狀態之剪力模 數；最後進行乾濕化路徑下之工程特性探 討及其在邊坡穩定分析之應用。本計畫也 將軸平移試驗所需之三軸室大致更新完成 以供後續研究使用，但仍需進一步測試與 校正。
三、乾濕化路徑模擬試驗與基質吸力量測 結果
3.1 不飽和土壤力學之基質吸力
目前國際間不飽和土壤之相關研究，
較廣為接受的理論為 Fredlund(1978)所提 出 的 廣 義 Mohr-Coulomb 破 壞 準 則 。 Fredlund 以多相連體力學之觀點，導入第 四相(氣水界面)之觀念，並考慮基質吸力之 影響後，提出部份飽和土壤單元體可用三 個應力狀態參數
,ua,uw
中之任兩個變數 之組合來定義其應力狀態。分別為(1) (ua)及(ua uw)
(2) (uw)及(ua uw)
(3) (ua)及(uw)
其中ua uw定義為基質吸力，基質吸 力從公式上直接解釋代表孔隙水壓力
uw與孔隙氣壓力
ua 兩者之壓力差。基質吸力 代表的物理現象，即傳統飽和土壤力學所稱之負孔隙水壓力，因此瞭解基質吸力便 能掌握不飽和土壤的力學行為。而上列組 合(1)的三維應力變數狀態，經實驗證明已 可成功地解釋不飽和土體之應力平衡狀 態，且已廣泛應用於相關土壤問題上。本 研究之試驗及分析模式均以基質吸力之觀 點探討不飽和土壤相關力學性質之影響。
有關不飽和土壤基本理論及室內試驗 之介紹，可參閱本團隊在地工技術第83 期 發表之文章(林和拱，2001)，題目是「不 飽和土壤力學性質試驗及其在邊坡工程之 應用」，此文針對土壤基質吸力的量測方 法、土壤水分特性曲線及不飽和土壤三軸 試驗，有詳盡之介紹。並就不飽和土壤力 學在邊坡工程上之應用與展望做一簡要介 紹。可供產、官、學、研各界欲從事相關 研究的參考。
3.2 土壤基本物理性質與試體製作程序 (1) 土樣基本物理性質
為執行本研究計畫，研究團隊選定以 國道一號北上41~43km 林口段右側邊坡紅 土為研究對象。其試驗土樣含有 5％的砂 (>74μm)，40％的粉土(74μm～2μm)，55％
的clay(<2μm)。Gs 為 2.69、LL 為 48.6％、
PI 為 25％，修正夯實之最佳含水量為 19.5%及最大乾土單位重 1.69kN/m3。統一 土壤分類法(USCS)及 AASHTO 得知分別 屬於CL 及 A-7-6。
(2) 試體製作程序
本研究以修正夯實試驗製作試體，分 別以最佳含水量(OMC)，乾側(OMC-3%) 及濕側(OMC+3%)三種不同初始含水量夯 實試體。將現地取回之土樣放置數天氣乾 後，去除土樣中含有的樹枝、草根等樹葉 大型雜質，之後再研磨至通過40 號篩，如 此一來即可以除去細小之雜質。並利用夯 實曲線配製夯實試體所需之土量與水量，
拌合過程中須將蒸餾水以噴灑之方式均勻 拌合土樣，完成後裝置密封袋於恆溫恆濕 室放置24 小時確保含水量分布均勻。最後 再將夯實完成之試體裁切成高度 10cm 及 直徑5cm 以進行後續試驗。
3.3 乾、濕化路徑模擬試驗程序
本研究為模擬不飽和夯實土壤在道路 開通服務期間，受到自然界水循環影響所 引致之含水量變化，於計畫執行第1年度分 別設計乾化及濕化環境模擬室以利進行試 驗。設備之研製過程、測試結果及不飽和 夯實試體含水量模擬結果等說明如下。
3.3.1 試驗儀器研製與測試 (1)濕化環境模擬室
現地路基土壤在開通後，經長期服務 後含水量將與現地環境提昇至平衡含水量 (Equilibrium Moisture Content, EMC)。為能 模擬此濕化之過程，本研究自行設計一套 濕化環境模擬室，材質為壓克力，如圖1所 示，其主要設計概念分為3點：
1. 於箱子上方設置定時定量自動灑水系統
（圖1(a)），用以模擬路基土壤在服務期間 受到長時間降雨使含水量達到平衡含水 量，提升試體之含水量並保持箱內相對濕 度100％。
2. 各灑水箱下方設置儲水槽，用於儲存上 方所噴灑的水，儲水槽中的水可利用蒸發 原理，以維持箱內濕度100％。前述3點均 可使相對濕度維持100％，利用高勢能往低 勢能流動觀念，此環境可使土壤在濕治分 裂模內，將水分吸收進入試體內，達到均 勻提升含水量的作用。
3. 為確保可以維持箱內相對濕度的穩定 度，氣密性為重要考量，故於壓克力門上 四周裝黏矽膠條填縫多於微小空隙（圖 1(b)），並於每箱門裝設扣環6組，確保箱 內空氣可與外界完全隔絕。
(a)
(b)
圖1 濕化環境模擬室
為能確保試驗設備符合本計畫氣密性 及灑水濕化試體之需求，故進行一系列測 試加以佐證。進行氣密性測試前，將環境 模擬室及室外環境相對濕度相同後，進行 封箱並於每8小時記錄箱內與箱外濕度變 化情形。環境模擬室之氣密性測試結果，
如圖2所示，結果顯示當箱內相對度達到平 衡後即不再產生變化，可知此濕化環境模 擬室具有高度的氣密性效果。
0 2 4 6 8 10 12
Time (day) 50
60 70 80 90 100
Relative humidity (%)
Outside Left box Middle box Right box
圖2 濕化環境模擬室氣密性檢測 接著再利用不同濕化方式進行測試，
藉以訂定出最佳濕化程序，測試方法為左 箱採取不灑水及儲水槽不放水；中箱採不 灑水但儲水槽放置八分滿水；右箱採灑水 且儲水槽同樣放置八分滿水，灑水設備於 每3小時灑水持續4分鐘。濕化方法測試結 果如圖3所示。由圖看出左箱及中箱並無法 明顯提升試體之含水量，試體為平衡箱內 相對濕度使體內含水量有蒸發現象，右箱 所採用濕化方式可有效提升試體含水量。
0 3 6 9 12 Time (day)
14 16 18 20 22
Water content (%)
Left box Middle box Right box
圖3 不同濕化方式含水量變化歷時曲線
(2)乾化環境模擬室
開通服務後除了受到降雨影響形成濕 化路徑，也可能因水循環引起蒸發作用而 降低含水量。另設計一套乾化環境模擬室 (如圖 4)。設計概念為考量所採用之最佳乾 化方式可對乾化時間掌控，及試體含水量 均勻蒸發的穩定性為主。乾化環境模擬室 為壓克力材質，加強厚度 1cm 以減少箱外 溫度對於箱內溫度的影響，造成箱內溫度 分佈不均而影響試體含水量發散均勻性。
於箱上方鑽設5 孔，置中孔可裝設 60W 燈 泡模擬日照法，控制溫度約為 37℃，其餘 孔洞可將試體所蒸發的水分排出。乾化期 間不採用分裂模包附試體，在於可使試體 整體水分達到充分均勻蒸發。
圖4 乾化環境模擬室
為訂定最佳乾化程序，本研究將乾化 環境模擬室分別以氣乾法及燈照法進行測 試，其中氣乾方式為利用室外溫度及濕度 的改變，來影響試體內之含水量使其慢慢 蒸發，達到降低含水量之效果；燈照法則
以模擬日光照射對路基土壤的含水量消散 影響，並於箱外採用鋁箔紙包覆藉以反射 燈源，使箱內溫度更為均衡。測試結果如 圖5所示，圖中顯示氣乾法及燈照法均可有 效使試體含水量降低。為可確切掌握試體 含水量變化時程，本研究採用燈照法進行 後續試驗。
0 0.7 1.4 2.1 2.8 3.5
Time (days) 9
12 15 18 21
Water content (%)
Natural drying Lighting
圖5 不同乾化方式含水量變化歷時曲線 最後將乾、濕化完成之試體進行均勻 性測試，將其試體裁切成12等份進行含水 量試驗，如圖6所示。結果顯示環境模擬室 並不影響含水量分佈之均勻性。
圖6 試體均勻性測試
3.3.2 乾、濕化路徑模擬試驗程序
本研究經由環境模擬室測試結果訂定 出最佳乾、濕化路徑試驗程序。乾化模擬 試驗採用燈照模擬方式，試驗之前需將箱 內燈源打開，主要目的使箱內溫度均勻且 平衡，爾後將其試體置入箱內才可均勻蒸 發。濕化模擬試驗則採用儲水槽置水並灑 水之方法進行，為能精確掌控試體含水量 及室內外相對濕度變化，每8小時量測記 錄，並將試體予以秤重以估算含水量，檢 核是否已達到預定含水量。當各乾、濕化 路徑模擬之試體達到預定之目標含水量
後，將試體以保鮮膜包裹並放入密封夾鏈 袋，放置7-10天，期間持續12小時上下翻 置試體，密封與翻置試體可促使內部各區 塊含水量更為均勻。完成後即可進行彎曲 元件試驗與濾紙法量測吸力。
3.4 乾、濕化路徑模擬試驗結果
經由上述測試結果可知，本研究建立 之乾化和濕化路徑模擬程序可有效改變試 體含水量達到預定之含水量。本研究將分 別取修正夯實之OMC、乾側及濕側試體進 行試驗，以建立乾、濕化含水量與時間之 關係圖，如此可作為後續試驗含水量控制 之依據，茲將各夯實試體經乾、濕化模擬 含水量成果說明如下：
(1) 濕化路徑模擬結果
濕化路徑模擬係以濕化天數控制含水 量變化，分別為1、2、3、4、5、7、11、
15 天等8個時間點，試驗結果如圖7至圖9 所示，由圖中可知試體均可有效提升含水 量，且乾側試體含水量提升最為顯著，其 原因在於乾側土初始含水量較低且孔隙多 而導致吸水傾向偏高。濕側試體因初始含 水量較高而有較高之EMC 值，而OMC及 乾側之EMC 值約略相同。
0 3 6 9 12 15 18
Time (day) 16
18 20 22
Water content (%)
D1 D2 D3 D4 D5 D7 D11 D15
圖7 濕化歷時曲線
(修正夯實之乾側，初始含水量 16.5％)
0 4 8 12 16
Time (day) 18
19 20 21 22
Water content (%)
D1 D2 D3 D4 D5 D7 D11 D15
圖8 濕化歷時曲線
(修正夯實之 OMC，初始含水量 19.5％)
0 4 8 12 16
Time (day) 21
21.5 22 22.5 23 23.5 24 24.5
Water content (%)
D2 D3 D4 D5 D7 D11 D15
圖9 濕化歷時曲線
(修正夯實之濕側，初始含水量 22.5％)
(2) 乾化路徑模擬結果
乾化路徑以設定目標含水量控制含水 量變化，各夯實之試體之目標含水量如表 一所示，乾化結果如圖所示(圖10~圖12)。
由圖中顯示，乾化路徑下試體含水量變化 隨時間增加而減少。整體而言而由乾化歷 程中，大約可推算各夯實試體約兩小時之 時間會使含水量下降約1～1.5％左右，將此 乾化速率結果作為量測時間及含水量控制 依據，可避免含水量控制誤差過大影響試 驗結果討論。
0 4 8 12 Time (hrs)
8 10 12 14 16 18
Water content (%)
w9 w10 w11 w12 w13 w14 w15
圖10 乾化歷時曲線
(修正夯實之乾側，初始含水量 16.5％)
0 5 10 15 20
Time (hrs) 8
12 16 20
Water content (%)
w9 w10 w12 w14 w15 w16 w18
圖11 乾化歷時曲線
(修正夯實之 OMC，初始含水量 19.5％)
0 5 10 15 20
Time (hrs) 8
12 16 20 24
Water content (%)
w20 w18 w16 w14 w12 w10 w9
圖12 乾化歷時曲線
(修正夯實之濕側，初始含水量 22.5％)
3.4、乾濕化路徑下基質吸力量測結果
現地夯實土壤是屬於不飽和土壤，當 受到自然界水循環產生乾、濕化路徑而改 變土壤之含水量，此現象往往會牽動內部
基質吸力與土壤參數之改變，為了解此變 化之過程，故將乾、濕化後之夯實試體，
進行濾紙法量測基質吸力以建立彼此之關 係，試驗原理、方法與結果說明如下。
3.4.1 濾紙法試驗 (1) 試驗原理
濾紙法試驗原理主要是以濾紙能夠與 土壤間的水分或是水蒸氣交換，而達到平 衡為其基本假設。其試驗方法為當乾的濾 紙放在土壤試樣中，與土壤試樣直接接觸 時，土壤試樣中的水分便會流入濾紙中，
並達到平衡，此平衡時的含水量可以得到 相對於土壤試樣中的基質吸力。土壤吸力 之決定為將所得到之濾紙含水量，對照濾 紙含水量與吸力之校正曲線，即可得到相 對的吸力值，此值即為土壤之基質吸力。
(2) 試驗方法
試驗係依據美國材料及試驗學會規範 ASTM D 5298-94 進行。試驗儀器如圖 13 所示，試驗步驟如下：
1. 濾紙準備
濾紙使用之前需在 105℃烘箱中烘乾 至少24 小時以上，直到試驗開始時再將其 取出。
2. 試體製作
將經由乾濕化路徑模擬後之試體裁切 成尺寸約直徑 5cm、高 2cm，且兩片試體 相 疊 後 之 體 積 必 須 大 於 玻 璃 罐 容 積 之 75%，以利縮短平衡時間。
3. 基質吸力之量測
在試體相疊接觸的地方，放置三張濾 紙，外側的濾紙採用Whatman No.1 濾紙，
主要防止試體弄髒中間的濾紙，中間的濾 紙採用Whatman No.42 濾紙用來量測基質 吸力，中間濾紙直徑須稍小於外側濾紙，
這樣即可防止中間濾紙直接與試體接觸，
試體相疊處需以電工絕緣膠帶密封，而後 在試體上放置塑膠墊片，再將 Whatman No.42 濾紙放置於其上用以量測總吸力，
蓋上玻璃罐蓋子，並以電工絕緣膠帶密 封。其試驗示意如圖14 所示。
4. 平衡吸力
將密封之玻璃放置於恆溫設備內，平 衡過程中，須注意因溫度波動造成對玻璃 罐內相對濕度的影響，故規範規定恆溫設
備外部溫度變化超過3℃時，其內部溫度波 動 不 能 超 過±1℃ ， 一 般 使 用 之 溫 度 為 25℃。平衡時間為 10~14 天。
5. 量測濾紙含水量
經過 10~14 天平衡後，利用一對小鉗 子將濾紙於玻璃罐中迅速取出，置入鋁罐 中秤重，以減少濾紙與空氣接觸。利用有 效位數達0.0001g 之高精度電子秤，精確量 測濾紙重量。再放置在溫度為105℃之烘箱 中，約 2 小時後秤其重量，重複此步驟 5 次求其濾紙含水量平均值，以確保數據之 精確度。
圖13 濾紙法試驗設備
圖14 濾紙法試驗示意圖
3.4.2 濾紙法試驗結果
本研究分別取修正夯實之OMC、乾側 及濕側試體 3 組初始含水量進行試驗，茲 就結果說明乾、濕化模擬後基質吸力與土 壤參數之關係，並加入標準夯實能量與縮 減夯實能量之OMC 試體之結果，初步討論 夯實能量之影響。
(1) 含水量對基質吸力影響
試體經由乾、濕化程序後，再應用濾
紙法量測土壤基質吸力。試驗成果如圖 15至圖17 所示。結果顯示，任何不同初始含 水量之夯實試體在乾、濕化狀態下，基質 吸力皆會隨含水量改變而有所變化。
濕化過程中，乾側試體因含水量提升 而造成基質吸力有較大之下降趨勢。OMC 其次，而濕側試體較為不顯著。由此顯示，
乾側試體含水量對基質吸力之變化敏感度 最高。
乾化過程中，因最後乾化模擬使含水 量有大幅的降低，不論初始含水量狀態，
土壤之基質吸力皆有急遽上升之情形。
OMC 試體初始含水量為 19.5％，此時所測 得基質吸力為 5,373.73kPa，當乾化至目標 含 水 量 9 ％ 時 ， 基 質 吸 力 提 升 為 32,179.33kPa，其乾側及濕側試體亦有同樣 情況。
整理而言，乾化過程之含水量變化較 大，基質吸力增加比例較為濕化過程明顯。
10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 8
12 16 20
Water content (%)
Wetting path Drying path
圖15 含水量與基質吸力關係 (修正夯實之乾側，初始含水量 16.5％)
10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 8
12 16 20
Water content (%)
Wetting path Drying path
圖16 含水量與基質吸力關係 (修正夯實之 OMC，初始含水量 19.5％)
1 10 100 1000 10000 100000 Matric suction (kPa)
8 12 16 20 24 28
Water content (%)
Wetting path Drying path
圖17 含水量與基質吸力關係 (修正夯實之濕側，初始含水量 22.5％)
(2) 飽和度對基質吸力影響
飽和度隨濕化路徑吸收水分提升，隨
乾化路徑使試體水分蒸發降低。以不同夯 實含水量試體探討飽和度與基質吸力之關 係如圖18 至圖 20 所示。10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 50
60 70 80 90 100
Degree of Saturation (%)
Wetting path Drying path
圖18 飽和度與基質吸力關係 (修正夯實之乾側，初始含水量 16.5％)
10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 60
70 80 90 100
Degree of Saturation (%)
Wetting path Drying path
圖19 飽和度與基質吸力關係 (修正夯實之 OMC，初始含水量 19.5％)
1 10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 50
60 70 80 90 100
Degree of Saturation (%)
Wetting path Drying path
圖20 飽和度與基質吸力關係 (修正夯實之濕側，初始含水量 22.5％) 由圖中可知，乾側試體因初始含水量 較低，所對應之飽和度較低和基質吸力較 高，再經由濕化環境模擬後，飽和度由 85
％提升至100％，基質吸力則由 10,644kPa 降低至 922kPa，飽和度對基質吸力影響甚 大。其餘不同夯實含水量之試體亦有同樣 情況。
在乾化路徑過程中，同樣受到含水量 有大幅降低變化影響，飽和度則有顯著降 低。如乾側試體受到乾化作用影響，飽和 度由85％降低至52％，基質吸力則由原本 8,488kPa提升至37,270kPa。而由各圖中趨 勢線顯示，任一夯實狀態之試體之基質吸 力皆隨飽和度提升而有迅速上升之現象，
依據Vanapalli 等人(1999)將水分特性曲線 定義3獨立階段，其中當進入「轉移階段」
時，飽和度隨吸力增加而迅速下降，故研 判此時土壤之基質吸力位於轉移階段。
將飽和度與基質吸力結果經迴歸後可 建立量化關係式，藉以評估夯實土壤於施 工後之土壤吸力與飽和度之相關性，如表1 所示，迴歸之相關性判定係數介於0.83 至 0.98 之間，顯示飽和度與基質吸力之相關 性甚佳，其中以乾化路徑中相關性極高，
此結果可利用於預測夯實土壤飽和度改變 之土壤基質吸力。
表1 各夯實狀態試體飽和度 與基質吸力迴歸結果
(a)濕化路徑 Wetting Path Regression equation R2 Dry of
optimum 5.32 ln
Sr 137.57 0.83 OMC 0.55 ln
Sr 98.455 0.83 Wet ofoptimum 0.52 n
Sr 101.08 0.86 (b)乾化路徑Drying Path Regression equation R2 Dry of
optimum 21.03 ln
Sr 278.88 0.85 OMC 14.1ln
Sr 199.72 0.95 Wet ofoptimum 17.36 n
Sr 236.14 0.98 其中： 基
質吸力；Sr 飽和度(3) 小結
將不同夯實狀態經乾化的試驗結果加 以彙整繪製如圖21 所示。
(a) Water content
1 10 100 1000 10000 100000
Matric Suction (kPa) 8
10 12 14 16 18 20 22 24 26
Water Content (%)
Dry of Optimum Optimum Wet of Optimum
Trend of Drying Path
Initial Point
1 10 100 1000 10000 100000
Matric Suction (kPa) 55
60 65 70 75 80 85 90 95 100
Degree of Saturation (%)
Dry of Optimum Optimum Wet of Optimum
圖21 試體經乾化路徑 含水量與飽和度對應基質吸力關係
不同夯實狀態之變化趨勢線顯示在乾 化初期含水量及飽和度對於基質吸力影響
較為敏感，些微的含水量或飽和度下降 時，基質吸力則會有較大幅度的變化。初 步乾化時基質吸力差異較大，乾化至後期 產生些微集中，其中以乾側試體受到乾化 影響使基質吸力產生之變化幅度最為明 顯。各夯實狀態下然而基質吸力之變化受 到乾化歷時影響較為穩定，且變化趨勢則 相當接近。
相同地亦將不同夯實狀態經濕化的試 驗結果加以彙整繪製如圖22 所示。
1 10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 8
10 12 14 16 18 20 22 24 26
Water Content (%)
Dry of Optimum Optimum Wet of Optimum
1 10 100 1000 10000 100000
Matric suction (kPa) 50
55 60 65 70 75 80 85 90 95 100
Degree of Saturation (%)
Dry of Optimum Optimum Wet of Optimum
圖22 試體經濕化路徑 含水量與飽和度對應基質吸力關係
不同初始含水量之試體在經濕化後之 平衡含水量有明顯不同，但可得知相同的 是當達到平衡後試體內的基質吸力亦即不 會有明顯的變化。而濕化初期以乾側之試 體含水量與飽和度產生最為明顯的變化，
其次為濕側試體，最後為OMC 試體，其原 因在於乾、濕側之夯實試體含有多之孔隙 量。
土壤的吸力行為與土壤組構的亦有密 切之關係，此行為可從土壤行為微觀角度 說明，利用乾側含水量所夯實製作之試 體，經由濕化提升含水量，土壤顆粒組構 會由原本膠凝結構改變成分散結構，而影
響土壤內之基質吸力。換言之，若土壤組 構在經由濕化前後產生明顯地變化，基質 吸力變化也會產生較大的改變，含水量及 飽和度亦會有同樣變化行為，而 3 種狀態 下夯實之試體，經由濕化後飽和度均可提 升至100%，此時基質吸力變化即不再受到 初始夯實含水量影響，呈現出趨勢相當集 中現象。
四、乾濕化路徑下不飽和夯實土壤彎曲元 件試驗
4.1 彎曲元件試驗
彎曲元件試驗(Bender Element Test) 在國外已發展近30 年，國內亦有許多相關 之研究，彎曲元件試驗由於屬於非破壞試 驗，且體積小、對試體所造成之應變極小 (10-5%)及試驗流程簡便，目前正廣泛地運 用於室內試驗，以量測土體之剪力波速，
提供動靜態土壤力學參數之推估。
(1) 彎曲元件構造
彎曲元件包含發射及接收剪力波的兩 片壓電陶瓷晶片(Piezoceramic Cermics)，為 避免在試驗過程中水滲漏導致晶片短路，
外層再封上一層環氧樹脂(Epoxy)包覆。尺 寸與構造如圖23 所示。
圖23 彎曲元件構造圖
(2) 彎曲元件試驗原理
原理乃利用波源產生器產生一脈波經 訊號線傳遞至其中一片彎曲元件(稱為傳 遞端：Transmitter)，使其受到電壓激勵後 產生彎曲震盪之行為，產生一剪力波通過 土壤試體後，由另一端彎曲元件接收(稱為 接收端：Receiver)，輸入及輸出的訊號都
同時由示波器來接收，最後介由波峰或波 谷之判斷決定傳遞時間，配合傳遞距離計 算土壤剪力波速(如式 1)。
tt s
V L
t
(式 1) 其中V
s：剪力波速；Ltt：彎曲元件尖端傳 遞之距離(m)；t：剪力波傳遞之時間(sec)。最後依波傳理論公式計算最大剪力模 數(如式 2)。
2
max s
G
V
(式 2) 其中：G
max：最大剪力模數；V
s：剪力波速；ρ：土體之密度。
4.2 彎曲元件試驗設備建置與整合不飽和
三軸試驗(1) 彎曲元件試驗設備
本研究採用之彎曲元件試驗設備 如 下：
1. 彎曲元件(Bender Element)
本研究所使用之彎曲元件為英國 GDS 公司所研製，構造包含傳遞端及接收 端，尺寸為12mm×10mm×1mm。
2. 訊號產生器(Function Generator)
採 用 洛 克 儀 器 公 司 生 產 ， 型 號 為 EGC-3236A 之函數產生器，可產生單 一的正弦波、方波、三角波之標準波形 及連續波形，最大振幅為±10伏特。
3. 示波器(Oscilloscope)
美國Pico公司生產，型號為ADC212/100 之示波器，包含兩個頻道，取樣率為 100MS/S，解析度為12 bit。
彎曲元件試驗設備組裝完成示意圖如圖24 所示。
圖 24 彎曲元件設備示意圖
(2) 不飽和動態三軸試驗設備之改良
本研究使用由Seiken公司所生產的氣 壓式振動三軸試驗設備，該設備無法進行 不飽和三軸試驗，因此需將儀器進行改 良，首先將原本為透水石之底座以高進氣
吸力值陶瓷板替代，以用運用軸平移技術 控制基質吸力，三軸室中之上排水線則將 原本提供水壓之管路改以提供氣壓，即可 建構出可控制基質吸力之不飽和三軸試驗 設備，如圖25所示。
孔細水壓力控制和水 體積變化 圍壓控制量測及總體 積變化量測
孔細空氣壓力 及量測
孔細水壓力量測 沖刷系統
高進氣吸力值 陶瓷板
以硬管與上蓋 陶瓷板下面刻 板連接
有槽子的水室
圖25 不飽和三軸設備管路配置圖
(3) 整合不飽和三軸試驗設備與彎曲元件
設備為能夠使三軸試驗設備中能夠運用軸 平移技術進行濕化至不同基質吸力的同時 能夠量測最大剪力模數，建立基質吸力與 最大剪力模數之關係，因此必需將彎曲元 件試驗設備與不飽和三軸試驗設備進行整 合。
因此，需將原本不飽和三軸室之端座 進行改良，下端座將高進氣吸力值陶瓷板 挖鑿彎曲元件所需之孔洞；上端座的透水 石亦是如此，同時需將彎曲元件嵌入上下 端座，並於瑞座中安排訊號線之管線，為 避免水造成線路短路，因此於出入孔端以 O-ring與環氧樹脂封填，上下端座完成改良 後如圖26所示。
圖26 嵌入彎曲元件不飽和三軸設備
將彎曲元件嵌入三軸室的上下瑞 座 後，最後將彎曲元件的訊號線連接示波器 與波形產生器，而氣壓、圍壓、水壓與變 位計(LVDT)量測之值以記讀設備截取並 儲存，整合後之儀器設備如圖27所示。
圖27 整合後不飽和三軸試驗設備
4.3 不飽和夯實土壤彎曲元件量測結果
為探討不飽和夯實土壤在乾、濕化路 徑下對最大剪力模數的影響，需先將試體 進行3.3 節所述之乾、濕化模擬程序，再配 合彎曲元件量測剪力波速，進而求得剪力 模數，並以濾紙法求得試體在乾、濕化後 之基質吸力。本研究利用彎曲元件系統量 測未經乾、濕化程序之乾側、OMC 及濕側 試體之發射波與接收波情形如圖28 所示，
可發現當試體波傳遞時間隨試體含水量增 加而提升。即是因為在波傳遞過程中，試 體內的孔隙水所影響造成。茲就將針對試 體在受乾、濕化模擬後，含水量對剪力波 數及剪力模數之影響說明如下。
圖28 各狀態下波傳時間圖
4.3.1 乾、濕化模擬後之剪力波速變化探討
圖 29(a)所顯示為含水量與剪力波速之 關係。圖29(b)為顯示試體飽和度與剪力波 速之關係。圖29 說明濕化路徑中剪力波速 會受到試體內含水量或飽和度的提升而下 降。濕化路徑上，無論何種夯實狀態試體，剪力波速結隨含水量增加而下降，其中以 乾側試體之剪力波速對含水量的變化較為 敏感。而OMC 及濕側試體之剪力波速亦隨 含水量變化而遞減之變化幅度略小於乾側 試體變化。從土壤結構之觀點來看，乾側 試體經由濕化提升含水量同時，試體內土 壤架構由膠凝結構轉變為分散結構，而因 為剪力波速與土壤架構有緊密的關係，傳 遞時間的變化也會受到土壤架構的變化而 影響。若土壤架構受到乾、濕化而有較明 顯之改變，則會有較為顯著的剪力波速變
化。但當各試體達到平衡含水量之後，因 濕測試體內的含水量最高，所以量測得剪 力波速最低，其次為OMC，而乾側為最高。
而在乾化路徑上，由圖 29(a)、(b)可知 受到乾化影響試體內含水量的降低，使剪 力波速增快。在乾化路徑上，試體內含水 量或飽和度均有大幅的下降行為，而使剪 力波速亦產生較為顯著的遞減趨勢。所得 結果依然為濕測試體剪力波速較低，其次 為OMC，而乾側仍為最高。
量測試體在乾、濕化後之的基質吸 力，亦可探討基質吸力對剪力波速之影 響，如圖29(c)所示。不論何種夯實狀態下 之試體，在濕化路徑上，剪力波速隨基質 吸力之遞減而下降，但隨著濕化之進行，
剪力波速受到基質吸力之影響逐漸趨於平 緩。在乾化路徑上，剪力波速隨基質吸力 急速上升而有顯著的增加變化。
圖29 含水量、飽和度及基質吸力 與剪力波速之關係圖
4.3.2 乾、濕化模擬後之剪力模數變化探討
將所量測得知剪力波速利用前述之公 式求得最大剪力模數，並分別繪製含水 量、飽和度及基質吸力與剪力模數之關係 如圖30 所示。濕化路徑上受到含水量及飽 和度的提升使試體內基質吸力的降低，最 大剪力模數也隨之遞減；在乾化路徑上也 因試體內含水量及飽和度的下降及基質吸 力的提升而使最大剪力模數遞增。此外，結果亦顯示不論在乾、濕化路徑下，剪力 波速變化趨勢是相同的，以OMC 試體最為 緊密，所量測得最大剪力模數亦最大。將 其兩者關係予以線性迴歸後，可得知相關 性相當高，兩者關係可由迴歸如表2 所示。
由迴歸結果中可注意到，基質吸力與
最大剪力模數之相關性極佳，建議後續研 究可採土壤基質吸力作為預測不飽和土壤 之最大剪力模數的主要參數之一。圖30 含水量、飽和度及基質吸力 與剪力模數之關係圖
表2 各夯實狀態試體剪力模數 與基質吸力迴歸結果
(a)濕側
Wetting Path Regression equation R2 Dry of
optimum Gmax 0.1192 60.3530 0.98 OMC Gmax 0.0113 90.2226 0.94 Wet of
optimum Gmax 0.0102 57.6420 0.97 (b)乾側
Drying Path
Regression equation R2
Dry of
optimum Gmax 0.0095 232.7399 0.80 OMC Gmax0.0128 87.1897 0.95 Wet of
optimum Gmax0.0102 42.2416 0.99 其中： 基質吸力；Gmax 最大剪力模數 五、不飽和邊土壤穩定分析
由試驗可知土壤經濕化後，剪力模數 會隨著基質吸力之降低而降低，由此亦意 味著土壤剪力強度降低，如此可能會使得 土壤處於不穩定之狀態，而降雨入滲為土 壤濕化最主要之來源，因此本研究藉由室 內試驗研究成果，歸納出濕化後土壤之工 程特性，進一步應用於邊坡穩定分析中，
以評估濕化對於邊坡穩定之安全性。
5.1 不飽和土壤邊坡分析參數設定與模型
建置本研究利用室內試驗所推估之分析參 數，進行假設案例之分析，以不同之坡高、
坡度、浸潤帶之組合進一步釐清邊坡穩定 之關鍵因素，分析參數與模型建置說明如 下。
5.1.1 不飽和土壤邊坡分析參數設定
本研究採用普渡大學開發之邊坡定分 析程STEDwin 進行分析，主要理由為該程 式能夠直接顯示各個假設模型在不同條件 下，最危險的潛在滑動面位置及安全係數 之優點。(1) 不飽和分析參數之決定
本研究進行不飽和邊坡分析參數採用 Fredlund(1981)所建議之方式，將基質吸力 對剪力強度之貢獻考慮成對土壤凝聚力項 的增加項，如式3，一般稱此法為總凝聚力
法，其優點為抗剪力強度公式仍保持傳統 的形式，因而可沿用傳統飽和土壤之邊坡 穩定分析計算程序及程式求解不飽和土壤 問題。。
( a w) tan b
C c
u
u
(
式3) 其中b參數會隨剪力強度行為非線性 變化而改變，且進行不飽和剪力強度試驗 求取 費時且不易施作，本研究提供較簡b 易的方法求得 C 值，建議以式 4 進行推估 (公式演進過程可參閱 Lin et. al, 2010)。
)tan (
) (
r s
r w
a
u
u c C
(
式4) 因此，只要求得完整水份特性曲線與 傳統三軸試驗求得之c、 即可求出不飽 和土壤剪力強度參數。由本研究進行壓力鍋與鹽溶液試驗所 建立基質吸力與體積含水比之水份特性曲 線，再利用Fredlund and Xing(1994)所提出 之公式(式 5)推估完整水份特性曲線，如圖 31 所示。
m
n r
r s
e a ln
1 1000000
1 ln
1 ln - 1
(
式5)其中 為體積含水比；s為飽和時體 積含水比； 為土壤之基質吸力；r為殘 餘體積含水比所對應之土壤基質吸力；e 為自然指數； a、m、n 為迴歸參數。
圖31 林口紅土水份特性曲線 依據土壤水份特性曲線試驗結果，再 搭配傳統三軸壓密不排水試驗(CIU)結果 得到有效應力參數c、 分別代入上式(式 8)中即可求得在考量不同土壤基質吸力之 貢獻下之不飽和土壤凝聚力 C 參數，而不 同基質吸力之考量說明如後，完整參數表 如表3 所示。
表3 分析參數表
(uauw) (kPa)
( )o
c
(kPa)
r
(%) s
(%)
]tan ) ( )[( ) (
r s w r
a u
u (kPa)
C (kPa) (%)
300 200 150 100 50 20
30 30 30 30 30 30
19.62 19.62 19.62 19.62 19.62 19.62
6.98 6.98
54 6.98 6.98 6.98
54 54
54 54
54 6.98
44.90 47.09 48.35 49.76 51.46 52.49
139.68 98.51 76.19 52.53 27.31 13.97
159.30 118.13 95.81 72.15 46.92 33.59
(2) 不飽和邊坡分析模型之建置
根據統計資料指出林口台地之坍方破 壞邊坡之坡角分佈15°~40°之比例最高，因 此本研究根據林口台地紅土邊坡的基本特 性，加以歸納簡化後，進行假設案例分析。
分析時選用之坡角分別為30°、50°、70°；
而邊坡高度以10m、15m、20m，同時加入 平時及暴雨階段加以組合探討邊坡穩定。
1. 平時階段
平時階段假設邊坡之地下水位概略與與坡 面平行，基質吸力之分佈與坡面夾角為 20 度，基質吸力之分佈由表面開始遞減分別 為 300kPa、200kPa、150kPa、100kPa、
50kPa，每層厚度為 1m，其餘位於地下水 位以上之範圍，則假設基質吸力為25kPa，
模型建置如圖32 所示。
Matric Suction Zone
200 300250
H
10050 150
H : height of slope
angle of slope：
圖32 平時狀態之假設案例模型 2. 暴雨階段
暴雨階段，因降雨入滲濕化所產生之 浸潤帶深度，本研究保守估計分別以1m 及 2m 進行分析(詳細計算可參閱 Lin et. al, 2010)，以探討浸潤深度對不飽和土壤邊坡 穩定性之影響，模型如圖33 所示。
M atric Suction Z one
w etting front 200
250 300
H
10050 150
h
H : height of slope
： h :
angle of slope w etting front thickness
圖33 暴雨狀態之假設案例模型
5.2 分析結果與討論
本研究利用 Fredlund(1981)建議之方 法進行不飽和邊坡分析，利用假設模型分 別考慮坡高、坡度及浸潤帶三個變數對邊 坡穩定之影響，進行分析安全性，分析結 果及潛在滑動面整理如表4 所示。
而為能清楚瞭解滑動面位置，係利用 潛在滑動面之最低點與坡趾之相對關係來 判斷，當低點低於坡趾則為深層，平行於 坡趾為中層，潛在滑動面位於浸潤帶與非 浸潤帶交界面上為淺層滑動。
表4 各種狀態下之安全係數及滑動面位置
Slope Angle (Degree)
Status
10m slope height 15m slope height 20m slope height
FS Potential failure
surface FS Potential failure
surface FS Potential failure surface
30°
Dry season 2.89 Deep 2.33 Deep 2.25 Deep Wetting front
1m 2.82 Middle 2.25 Deep 2.18 Deep Wetting front
2m 1.87 Shallow 1.80 Shallow 1.73 Shallow
50°
Dry season 1.98 Deep 1.56 Deep 1.33 Deep Wetting front
1m 1.90 Deep 1.50 Deep 1.29 Deep Wetting front
2m 1.04 Shallow 0.92 Shallow 0.89 Shallow
70°
Dry season 1.60 Deep 1.22 Deep 1.05 Deep Wetting front
1m 1.41 Deep 1.14 Deep 1.00 Deep Wetting front
2m 0.94 Shallow 0.87 Shallow 0.85 Shallow
5.2.1 坡高對邊坡穩定安全係數之影響
依據分析結果進行探討，以固定坡度而 變化邊坡高度，探討其安全係數之變化趨 勢，各坡度均有相同之變化趨勢，故僅以 坡度 50 度作為代表，如圖 34 所示。分析 結果指出邊坡安全係數隨著坡高增加而下 降，表示邊坡穩定性愈不佳。而受到降雨 入滲產生浸潤帶時，安全係數亦受到浸潤 帶深度的增加而降低。在固定坡度條件下觀察浸潤帶深度對 安全係數之影響程度，可發現當浸潤帶深 度為1m 時，邊坡穩定度與平時狀態接近並 無受影響。反之，當浸潤帶深度增加至2m 時，安全係數隨即產生大幅下降趨勢，意
味著浸潤帶可能為控制不飽和邊坡穩定度 的主要因素之一。
圖34 坡度 50 度下坡高與安全係數之關係
5.2.2 坡度對邊坡穩定安全係數之影響
另以固定邊坡高度而變化邊坡坡度探 討其安全係數之變化趨勢，其各邊坡坡高 均有相同之變化趨勢，故僅以坡高15m 作 為代表，如圖35 所示，當固定坡高而變化 坡角時，其安全係數會隨著坡度的增加而 下降。當坡度提升至一定的角度時，其安 全係數不再有明顯的變化。同樣地評估受 到浸潤帶深度之影響程度，邊坡於平時狀 態下及浸潤帶深度為1m 時，安全係數並無 顯著的下降變化，當浸潤帶深度增加至2m 時，安全係數亦產生大幅的下降趨勢，亦 可初步判斷浸潤帶深度為主要影響不飽和 邊坡穩定度的主要因素，其結果與前章節 之結果一致。
(b)
圖35 坡高 15m 下坡度與安全係數之關係
5.2.3 浸潤帶對邊坡穩定安全係數之影響
在先前之討論中，指出當降雨使土壤 產生濕化形成浸潤帶至2m 時，不飽和邊坡 安全係數即會產生大幅下降，並產生淺層 破壞。為探討浸潤帶深度對安全係數變化
影響，本文以坡度50 度之分析結果繪製圖 36 做表示，圖中顯示，不論在何種坡高形 態下影響，安全係數均會在浸潤帶由1m 增 加至2m 時產生急遽下降的行為，而其餘案 例中亦有相同之結果。因此，影響邊坡安 全係數中，受浸潤帶之影響最大。
圖36 坡角 50°下浸潤帶與安全係數之變化 另外以滑動面深度加以探討，係利用 本研究中分析程式所輸出破壞面座標，利 用 AutoCAD 改繪之，本文僅以坡度 50 度 之不同高度下各分析狀態之滑動面做為示 意圖，如圖37 所示。圖中顯示平時狀態與 浸潤帶深度 1m 時之滑動面均為深層破 壞，但隨其浸潤帶深度增加為2m 時，其潛 在滑動面大多轉為淺層破壞，滑動面大都 位於浸潤帶與分浸潤帶之交界面上，呈現 出平行於交界面之非圓弧滑動，本研究中 所 有 案 例 亦 同 樣 均 在 浸 潤 帶 產 生 至 2m 時，即由深層或中層破壞轉為淺層破壞。
(a)
(b)
(c)
圖37 坡度 50 度之不同高度下各分析狀態 之破壞面示意圖(a)10m (b) 15m (c)20m) 前述結果可知，降雨入滲使土壤濕化 後確實會造成淺層土壤的基質吸力下降，
而不飽和邊坡之潛在滑動面亦會隨著雨水 入滲深度不同而改變，由深層破壞行為轉 為淺層破壞行為。
5.2.4 小結
本研究中利用 Fredlund(1981)所建議 方式推求分析所需之參數，同時在假設案 例中分別考量不同坡高、坡趾及浸潤帶對 各種狀態的影響進行邊坡分析，分析結果 可歸納為下列結論。
(1) 進行不飽和邊坡穩定分析所需要之強 度b，需藉由複雜的不飽和三軸試驗求 得，本研究利用Fredlund 所提出總凝聚 力法的觀念配合廣義莫爾-庫侖破壞理 論進行推導，使不飽和總凝聚力參數可 利用較簡易之水份特性曲線試驗配合 傳統三軸試驗推求，進一步使不飽和土 壤之邊坡分析更容易。
(2) 不飽和邊坡之安全係數在受到坡高的 愈高、坡度愈大及降雨入滲產生浸潤帶 愈深的影響而降低，而其中以浸潤帶生 成對安全係數影響最為顯著。當浸潤由 1m 增加至 2m 時，安全係數即產生急 劇下降之情況。
(3) 由滑動面觀看變化趨勢，邊坡在平時狀 態所產生的最危險之滑動面均為深層 之滑動面，當收到降雨入滲產生浸潤帶 時，由分析結果顯示最危險的滑動面會 隨浸潤帶深度增加而逐漸發展成淺層 破壞。
六、計畫成果自評
本研究 2 年期計畫已完成預定工作，
第 1 年完成工作項目包括建置完整之乾、
濕化路徑環境模擬程序、環境模擬儀器更 新及維護、並進行土壤乾濕化之試驗模 擬。然後再應用濾紙法量測基質吸力並探 討乾濕化路徑對不飽和土壤基質土壤的影 響。
本研究第 1 年成果研擬之乾濕化設備 能模擬現地環境因素使試體均勻之狀態下 改變含水量，並針對不同夯實含水量之試 體進行環境模擬，並探討其夯實土壤乾、
濕化路徑下基質吸力之特性，研究成果發 現經乾、濕化路徑之基質吸力與土壤整飽 和度具有高度之相關性，此結果可用於預 測夯實土壤飽和度改變所對應之土壤基質 吸力。相關研究成果已陸續整理發表於學 術期刊(Yang et al., 2008a；Yang et al., 2008b) 及國內外研討會(王正君等人，2009；Wang et al, 2010)。
第 2 年度則進行更新現有彎曲元件試 驗相關儀器設備，不僅如此，為能夠運用 軸平移技術控制基質吸力之方式進行濕 化，並同時量測濕化過程之最大剪力模 數，因此，首次研發將彎曲元件嵌入不飽 和三軸設備之三軸室中，目前已大致建置 完成，目前積極進行相關測試，此套設備 亦 是 目 前 已 核 定 新 年 度 之 國 科 會 計 畫 (99-101)的關鍵設備之一，對於新計畫之執 行奠定相當深厚之基礎。
本研究第 2 年則將重點放在土壤動態 參數剪力模數對基質吸力特性之影響。運 用乾、濕化環境模擬室配合彎曲元件進行 試驗，研究成果對於不飽和夯實土壤動態 力學行為有更完整的深入探討，使不飽和 夯實土壤人工邊坡與路基土壤之力學性質 及工程行為評估更具有說服力。
本計畫依據先前研究成果所歸納的不 飽和夯實土壤的工程特性，進一步延伸應
用至不飽和夯實土壤之邊坡穩定性分析，
有助於了解邊坡滑動面與安全係數之發展 趨勢，同時亦能對於降雨對邊坡工程行為 的影響有相當深入了解，成果極具工程應 用之潛能。第二年相關研究成果也已陸續 整理發表於學術期刊(Yang and Lin, 2009) 及研討會(Lin et al, 2010)。
整體而言，本期之研究成果已依照預 定之計畫執行完成，研究成果不僅後續不 飽和夯實土壤力學性質之研究奠定相當深 厚的基礎，對於工程界極具應用潛能。
七、參考文獻
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2. 王正君、拱祥生、林宏達(2009)，「乾、
濕 化 路 徑 對 路 基 土 壤 基 質 吸 力 之 影 響」，第十三屆大地工程研討會，宜蘭，
論文編號 C-26.
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