不飽和夯實低塑性黏土浸潤強度變化之探討

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中華大學碩士論文

不飽和夯實低塑性黏土浸潤強度變化之探討

（完成版）

系所別：土木與工程資訊學系碩士班學號姓名：M09404027 劉振宏指導教授：吳淵洵博士

中華民國九十六年七月

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摘要

不飽和土壤力學於近幾年之發展逐漸成熟，相關之研究亦相應而生，儼然成為大地工程中一項重要之議題。以邊坡工程為例，土壤於常時均處於不飽和之狀態，但是受雨水浸潤後土壤之飽和度必然增加，土壤剪力強度參數亦會隨之產生變化。鑑於此條件下，探討不飽和土壤浸潤強度之變化，掌握該類邊坡之力學性質應是當下每個工程師於工程執行前應當省思的重要課題。

本研究以取自石門水庫地區之低塑性黏土為研究對象，以浸水直剪的試驗方式，依巨觀條件探討不同夯實度下的浸潤土壤其剪力強度參數值之變化。模擬不飽和黏土受雨水浸潤後對填土路堤邊坡穩定產生之影響。依據土壤浸水後強度參數之折減情形，作為模擬邊坡安全的一項重要指標。試驗過程中試體依含水量及夯實度之不同而進行製作。含水量分別為OMC-2%、OMC%及 OMC+2%；夯實度依修正夯實最大乾密度之85%、90%及 95%進行夯實。製作完成之試體首先於直剪試驗儀預壓24 小時；其次不同試體分別浸水 4、12 及 24 小後進行剪力試驗，求取其強度參數。

研究結果顯示，各不同夯實密度之試體於浸水 4 小時後，修正凝聚力值（c*）均產生大幅度的折減，但是φ 值並未有此明顯之趨勢。

填土邊坡受雨水浸潤後，c*值的折減可視為邊坡於短時間內可能產生坍滑的一項重要因素。由於傳統邊坡安全分析未充份認知不飽和夯實填土浸水後強度折減之影響。因此，進行邊坡穩定分析的過程中，應就現地條件慎選土壤強度參數，確保邊坡之安全性。未來宜藉由其他類型之填土材料進行探討，使不飽和填土邊坡之研究更趨於完善。

關鍵字：不飽和夯實黏土、填土邊坡、邊坡穩定、降雨、強度折減、

土壤凝聚力

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誌謝

本論文承蒙恩師吳淵洵博士，於學生研究期間給予細心指導與指正，使學生在觀念的啟發、專業知識與論文撰寫之觀念上獲益匪淺，而在論文撰寫期間給予仔細地批閱與指正，使本論文得以順利完成，並得到口試委員的肯定，學生在此致上最高的敬意，師恩浩瀚學生將永銘於心。

本論文於發表審查期間，承蒙交通大學單信瑜博士及本校李煜舲老師於百忙之中撥冗指正，給予諸多寶貴意見，使論文更臻完善，在此深表謝意。研究所求學期間承蒙楊朝平博士、李煜舲老師及呂志宗博士給予學識基礎之建立，於此一併致上最高之謝意。

求學期間感謝學長姐彥佃、怡伶、逸泓、姿亘、胤傑、凱文、禎瑩、克泰、柏領等人經驗傳承；感謝同儕華姿、偉彥、文成、英達、

玟玲、寬益、俊傑、逸瑜、家宇等人於課業上互相支持與鼓勵；感謝學弟峰嘉、昕偉、韋志、柏瑋等人的熱心幫忙及關心，在此一併致謝。

感謝我親愛的家人，對我無微不至的照顧，讓我無後顧之憂順利完成學業。

最後僅以本論文獻予在求學過程中無條件支持與協助的老爸與老媽，謝謝您們的養育之恩及人生路途的教導。也謝謝所有關愛我的人，筱琦、啟賓、明原、正豐、尚軒、阿弘、偉哲、鴨子、美雯、欣怡、吞哥、江兄、裕民、大元、明銘等人多年來的鼓勵及協助，論文完成的喜悅，將與你們分享。

振宏謹致中華民國九十六年七月於新竹中華大學

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表次

表2.1 夯實砂土於不同浸水時間及不同夯實度之強度參數變化...5

表2.2 土壤吸力量測設備...7

表2.3 不同土壤之剪力強度參數試驗結果...11

表4.1 黏土之基本物理性質...45

表4.2 土壤夯實度 85%於不同浸水時間之試驗結果...47

表4.5 土樣夯實度 85%，OMC-2 之含水量、孔隙比、飽和度...49

表4.6 土樣夯實度 85%，OMC 之含水量、孔隙比、飽和度...49

表4.7 土樣夯實度 85%，OMC+2 之含水量、孔隙比、飽和度...50

表4.14 邊坡幾何參數與土壤參數...73 表 4.15 夯實度為 90%、含水量為 OMC 時，c*、φ的變化與安全係數

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的折減關係...75

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圖次

圖1.1 研究流程...3

圖2.1 非飽和土壤組成示意圖...6

圖2.2(a) 鐘擺狀飽和示意圖...6

圖2.2(b) 絲狀飽和示意圖...6

圖2.2(c) 島狀飽和示意圖...6

圖2.3 張力計組成示意圖...8

圖2.4 熱傳導量測計...8

圖2.5 非飽和土壤之 Morh-Coulomb 破壞準則...10

圖2.6 非飽和土壤之修正凝聚力值變化與破壞包絡線之關係...11

圖2.7(a) 土壤浸潤後之試驗結果...12

圖2.7(b) 土壤排水後之試驗結果...12

圖2.8 抗剪強度與基質吸力之關係…...13

圖2.9 含水量與 CBR 值之關係...14

圖2.10 含水量與不排水剪力強度之關係...14

圖2.11 紅土無圍壓縮強度與飽和度之關係...15

圖2.12 典型的土壤-水份特性曲線...16

圖2.13 上海地區之土壤-水份特性曲線...16

圖2.14 相對滲透係數...17

(10)

圖2.15 現地與實驗室試驗之水份-特性曲線...17

圖2.16 降雨入滲示意圖...18

圖2.17 不飽和土壤之水循環示意圖...19

圖2.18 安全係數與降雨持續時間之關係...19

圖2.19 不同深度基質吸力隨降雨量和時間的變化曲線...21

圖2.20 上邊坡沖刷型破壞...23

圖2.21 沖刷（蝕）型破壞示意圖...23

圖2.22 上邊坡墜落型破壞...23

圖2.23 墜落型破壞示意圖...23

圖2.24 順向坡平面滑動破壞...23

圖2.25 順向坡滑動破壞示意圖...23

圖2.26 上邊坡流動型破壞...24

圖2.27 上邊坡流動型破壞示意圖...24

圖2.28 大量逕流沖蝕破壞...25

圖2.29 下邊坡圓弧型滑動破壞...25

圖2.30 邊坡流動型破壞...25

圖2.31 棲水位變化導致邊坡之淺層破壞...26

圖2.32 淺地下水位邊坡土壤飽和度分佈剖面...28

圖2.33 中等深度地下水位邊坡土壤飽和度分佈剖面...29

(11)

圖2.34 深地下水位邊坡土壤飽和度分佈剖面...29

圖3.1 現地回填土邊坡之夯實過程...31

圖3.2 試體夯實度為 85%及含水量為 OMC-2 之試驗程序...32

圖3.3 量秤所需乾土重...33

圖3.4 調製所需含水量...33

圖3.5 充分拌合土樣...33

圖3.6 密封後並靜置 24 小時...33

圖3.7 直剪環內側均勻上油...34

圖3.8 土樣均勻夯壓於直剪環內...34

圖3.9 修整土壤表面...34

圖3.10 將試體壓入直剪盒內...34

圖3.11 剪力盒安裝於直剪試驗儀...34

圖3.12 開啟氣閥施加正向應力...34

圖3.13 直剪盒內加滿水並靜置...35

圖3.14 施以剪力直至試體破壞...35

圖3.15 氣壓式直接剪力試驗儀...36

圖3.16 空壓機...36

圖3.17 壓力轉換器...37

圖3.18 直接剪力試驗儀...37

(12)

圖3.19 試驗數據分析程序...38

圖3.20 程式以時間間隔的方式，擷取並紀錄各項試驗數值...39

圖3.21 剪應力–剪位移之關係...40

圖3.22 垂直–水平位移之關係...40

圖3.23 試驗完成後之警告視窗...41

圖3.24 土壤直接剪力試驗編輯報告自動化程式操作面...42

圖3.25 試驗資料載入程式後之分析選單...42

圖3.26 剪應力–剪位移分析圖...43

圖3.27 剪應力–正向應力及破壞包絡線...43

圖 4.1 黏土之粒徑分佈...45

圖 4.2 修正夯實曲線...46

圖4.3 夯實度 85%，OMC-2 土壤之浸水直剪試驗結果...53

圖4.4 夯實度 85%，OMC 土壤之浸水直剪試驗結果...54

圖4.5 夯實度 85%，OMC+2 土壤之浸水直剪試驗結果...54

圖4.8 夯實度 90%，OMC+2 土壤之浸水直剪試驗結果...56

(13)

圖4.11 夯實度 95%，OMC+2 土壤之浸水直剪試驗結果...57 圖4.12 剪應力-剪位移關係圖及垂直-水平位移之關係（夯實度 90%、

OMC-2、試體未浸水、正向應力 119kPa）...58 圖4.13 剪應力-正向應力及破壞包絡線（夯實度 90%、OMC-2、試體

未浸水）...58 圖4.14 剪應力-剪位移關係圖及垂直-水平位移之關係（夯實度 90%、

OMC-2、試體浸水 12 小時、正向應力 119kPa）...59 圖4.15 剪應力-正向應力及破壞包絡線（夯實度 90%、OMC-2、試體

浸水12 小時）...59 圖4.16 剪應力-剪位移關係圖及垂直-水平位移之關係（夯實度 90%、

OMC、試體未浸水、正向應力 119kPa）...60 圖 4.17 剪應力-正向應力及破壞包絡線（夯實度 90%、OMC、試體

未浸水）...60 圖4.18 剪應力-剪位移關係圖及垂直-水平位移之關係（夯實度 90%、

OMC、試體浸水 12 小時、正向應力 119kPa）...61 圖 4.19 剪應力-正向應力及破壞包絡線（夯實度 90%、OMC、試體

浸水12 小時）...61 圖4.20 剪應力-剪位移關係圖及垂直-水平位移之關係（夯實度 90%、

OMC+2、試體未浸水、正向應力 119kPa）...62

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圖 4.21 剪應力-正向應力及破壞包絡線（夯實度 90%、OMC+2、試

體未浸水）...62

圖4.22 剪應力-剪位移關係圖及垂直-水平位移之關係（夯實度 90%、 OMC+2、試體浸水 12 小時、正向應力 119kPa）...63

圖 4.23 剪應力-正向應力及破壞包絡線（夯實度 90%、OMC+2、試體浸水12 小時）...63

圖4.24 夯實度 85%土壤之凝聚力與 tanφ之關係...66

圖4.27 夯實度 85%時，浸水時間與 c*值變化之關係...67

圖4.30 夯實度 85%時，浸水時間與φ值變化之關係...69

圖4.33 夯實度 85%土壤剪力強度與浸水時間之關係...71

圖4.36 邊坡常時，夯實度 90%、OMC 之非圓弧破壞分析...76

(15)

圖4.37 邊坡常時，夯實度 90%、OMC 之圓弧破壞分析...77

圖4.38 邊坡浸潤 4hr，夯實度 90%、OMC 之圓弧破壞分析...77

圖4.41 邊坡傳統暴雨模式，夯實度 90%、OMC 之圓弧破壞分析...79

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附錄表次

表A-1 邊坡穩定分析之安全係數 (圓弧破壞分析) ...91 表A-2 邊坡穩定分析之安全係數 (非圓弧破壞分析) ...92

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附錄圖次

圖B-1 邊坡常時，夯實度 85%OMC-2 圓弧破壞模式...95

圖B-2 邊坡浸潤 4hr，夯實度 85%OMC-2 圓弧破壞模式...95

圖B-5 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 85%OMC-2 圓弧破壞模式. ...97

圖B-6 邊坡常時，夯實度 85%OMC 圓弧破壞模式...97

圖B-7 邊坡浸潤 4hr，夯實度 85%OMC 圓弧破壞模式...98

圖B-10 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 85%OMC 圓弧破壞模式...99

圖B-11 邊坡常時，夯實度 85%OMC+2 圓弧破壞模式...100

圖B-12 邊坡浸潤 4hr，夯實度 85%OMC+2 圓弧破壞模式...100

圖B-15 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 85%OMC+2 圓弧破壞模式...102

圖B-20 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 90%OMC-2 圓弧破壞模式...104

圖B-32 邊坡浸水 4hr，夯實度 95%OMC-2 圓弧破壞模式...110

圖B-35 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 95%OMC-2 圓弧破壞模式...112

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圖B-46 邊坡常時，夯實度 85%OMC-2 非圓弧破壞模式...119

圖B-47 邊坡浸潤 4hr，夯實度 85%OMC-2 非圓弧破壞模式...119

圖B-50 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 85%OMC-2 非圓弧破壞模式...121

圖B-51 邊坡正常模式，夯實度 85%OMC 非圓弧破壞模式...121

圖B-52 邊坡浸潤 4hr，夯實度 85%OMC 非圓弧破壞模式...122

圖B-55 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 85%OMC 非圓弧破壞模式...123

圖B-56 邊坡常時，夯實度 85%OMC+2 非圓弧破壞模式...124

圖B-57 邊坡浸潤 4hr，夯實度 85%OMC+2 非圓弧破壞模式...124

圖B-60 邊坡傳統暴雨分析，夯實度 85%OMC+2 非圓弧破壞模式...126

圖B-66 邊坡常時，夯實度 90%OMC 非圓弧破壞模式...129

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圖B-81 邊坡常時，夯實度 95%OMC 非圓弧破壞模式...136

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符號表

c* = 土壤修正凝聚力 φ = 土壤內摩擦角 τ_f= 剪力強度 σ = 總應力 u_a= 孔隙氣壓力 u_w= 孔隙水壓力 c^’= 有效凝聚力

φ

^’= （σ－ua）引起之有效抗剪角

φ

^b = （ua－uw）對應增加非飽和土壤之抗剪角 fp = 入滲容量

I = 降雨強度

k_s= 土壤飽和滲透係數 D = 土壤擴散參數 t = 降雨延時 n = 土壤孔隙率

Si = 降雨前土層之初始飽和度 Sf = 降雨後土層之最終飽和度

θ_s= 土壤在大氣壓力下飽和時的體積含水比 θ_r= 殘餘體積含水比

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第一章緒論

1.1 研究背景

不飽和土壤力學於近幾年之發展逐漸趨於成熟，相關之研究亦相應而生，儼然成為大地工程中一項重要議題（Lu & Likos, 2004）。以填土邊坡工程為例，夯實土壤於常時多處於不飽和之狀態，但是受雨水浸潤後土壤之飽和度必然增加，相對土壤剪力強度參數也會隨之產生變化。鑑於此條件下，邊坡工程於設計、分析階段是否因此而高估邊坡之安全係數；邊坡之災害成因是否也與此現象有直接之關連。以民生安全、財產保障為前提下，不飽和土壤之力學機制對大地工程帶來的相關問題，應是每個工程師於工程執行前應當省思的重要課題。

1.2 研究動機及目的

台灣地屬亞熱帶海島型氣候，地理環境特殊，受颱風及季風之影響時有豪大雨產生。加上近幾年山區各類型產業蓬勃的發展，以致山區道路大量闢建，同時亦考驗邊坡之穩定性。

道路坍方、土石流、落石等邊坡災害頻傳，特別是於豪雨期間，

災情更為慘重。其成因除自然因素之外，尚包括人為開發之影響，其中規畫、設計、施工及營運推廣任一環節執行錯誤均可能造成邊坡之不穩定（吳淵洵、周南山，2006）。

不飽和夯實土壤之剪力強度，隨浸水時間之增加而降低，因此於邊坡穩定分析時，必需謹慎選擇土層參數或利用模擬試驗，求取特定狀態下之土層強度參數，否則極易導致分析錯誤，進而影響邊坡之安全（陳彥佃，2006）。

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由於台灣的地質構造複雜，不同之土壤其物理及力學性質均不相同。陳彥佃（2006）針對不飽和砂質填土邊坡之研究成果己明確指出傳統邊坡穩定分析方式之盲點。因此本研究主要之目的，在於以實驗方式探討不飽和夯實黏土浸水後其剪力強度參數之變化，提供黏土邊坡工程進行設計、分析時參數之選用，進一步提升邊坡之穩定性及安全性。

1.3 研究方法與流程

本研究以浸水直接剪力強度試驗，模擬不飽和夯實填土邊坡浸水 強度之變化。由浸水後土壤剪力強度參數（c、φ）值之變化，探討不飽和黏土邊坡受雨水浸潤後產生之影響。研究項目與流程圖如圖1.1 所示。

1.4 論文架構

本論文共分為五章，內容概述如下：

第一章緒論：說明研究背景、動機與目的、研究方法與流程。

第二章文獻回顧：不飽和土壤之力學機制、降雨造成不飽和土壤之弱化機制、不飽和邊坡之破壞模式

第三章研究方法與流程：介紹直接剪力試驗流程、試驗儀器以及相關套裝軟體之使用說明。

第四章試驗結果之討論：以浸水直接剪力試驗求得之土壤剪力強度參數，探討降雨造成非飽和黏土之弱化機制。

第五章結論與建議：針對研究結果提出結論與建議。

(23)

圖1.1 研究流程

(24)

第二章文獻回顧

2.1 非飽和土壤

傳統的土壤力學主要探討土壤飽和時之力學行為。實際大地工程中，土壤常處於非飽和狀態，當降雨時雨水入滲使得不飽和土壤中之基質吸力降低，導致強度折減並對邊坡之穩定產生影響（游淳名等人，2005；范嘉程、馮道偉，2003）。

非飽和土壤於平時之初始孔隙水壓為負值，正因負孔隙水壓（基質吸力）的存在，不僅增加土壤之剪力強度，也提高邊坡之穩定性。

但在發生連續降雨後，地表雨水浸潤至土層中，土壤逐漸趨近飽和，

基質吸力及土壤剪力強度亦隨之下降，導致邊坡發生滑動破壞。由表 2.1 得知，土壤由非飽和趨近飽和狀態時，確實可造成凝聚力之折減。

陳彥佃（2006）指出，以傳統之飽和剪力強度參數，進行不飽和土壤之邊坡穩定分析，忽略了不飽和土壤邊坡存在之基質吸力對邊坡之影響，以致求得之安全係數可能與實際數值不符。因此，降雨對不飽和土壤邊坡穩定性之分析，應採用不飽和土壤之剪力強度變化，以掌握該類邊坡之力學行為及工程特性。

降雨對邊坡穩定邊坡滑動造成之影響、邊坡開挖時側向土壓力之變化及淺基礎承載力等大地工程問題，應以非飽和土壤之力學機制進行分析，取得正確之分析結果（Lu & Likos, 2004）。

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表2.1 夯實砂土於不同浸水時間及不同夯實度之強度參數變化

（陳彥佃，2006）

夯實度

85% 90% 95%

強度參數強度參數強度參數

試體浸水時間

(hr)

c

φ

^c

φ

^c

φ

0 15.7 23.8 26.4 17.2 25.3 25.8 4 10.1 19.3 15.4 16.4 17.2 11 12 5.7 24.2 8.2 20.7 3.7 26.8

24 0 21.5 0 30.6 7.2 22

2.1.1 基質吸力

非飽和土壤其組成為固相（土壤顆粒）、液相（孔隙水）及氣相之多相體系，並在液相與氣相間存在著水與空氣之交界面。由於交界面兩側出現一壓力差，其中孔隙水壓力（u_w）為負，孔隙氣壓力（u_a）為正，兩側之壓力差（u_a－u_w）稱之為基質吸力（matric suction）或毛細壓力。此交界面之性質與氣相及液相皆不相同，故將其稱為非飽和土壤獨立之第四項—收縮膜（contractile skin），如圖 2.1 所示（林宏達、拱祥生，2001）。

土壤中水與空氣的分佈情形依飽和度可分為三種，其中飽和度增加到超過土壤之臨界飽和度（critical degree of saturation），此時空氣與水均為連續狀態，皆以統體（bulk phase）方式流動，稱為絲狀飽和（funicular saturation）。當非飽和黏性土壤在飽和度超過85%以上時，土體內自由空氣即以獨立氣泡狀態存在，彼此不再相連通，如圖 2.2所示。

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圖2.1 非飽和土壤組成示意圖（林宏達、拱祥生，2001）

圖2.2 (a)鐘擺狀飽和（S <55%） (b)絲狀飽和（S = 85%～90%）

(c)島狀飽和（S > 90%）（單信瑜等人，2003）

2.1.2 基質吸力之量測方式

膨脹土、殘積土等邊坡的穩定分析涉及許多因素，其中降雨入滲是造成季節性降雨量大的地區邊坡滑動的主要原因。多數降雨引起的膨脹土及殘積土滑動，其破壞形式以位於地下水位之上的淺層滑動為主。因此，計算邊坡安全係數時，必須經由現地量測，了解負孔隙水壓力對土壤抗剪強度之影響，以及基質吸力隨氣候條件不同而於邊坡斷面的變化（王釗，2004）。

(27)

不飽和土壤邊坡基質吸力可用直接法或間接法量測。直接量測法通常採用張力計直接量測負孔隙水壓。間接量測法，則透過量測多孔介質的含水量，間接量測土壤的基質吸力（拱祥生等，2003），如表 2.2 所示。

表2.2 土壤吸力量測設備

（Fredlund & Rahardjo, 1993，摘自林宏達、拱祥生，2001）

設備名稱量測的吸力範圍（kPa）

濕度計(Psychrometers) 總吸力 100~8000 濾紙法(Filter Paper) 總吸力全範圍張力計(Tensiometers) 基質吸力 0~90

零位型壓力板儀 (Null-type Pressure Plate)

基質吸力 0~1500

熱傳導感應器 (Thermal Conductivity

Sensors)

基質吸力 0~400

擠液器(Pore Fluid Squeezer)

基質吸力全範圍

（1）張力計（直接量測法）：

張力計（圖 2.3）放入土層後，一旦不飽和土壤與陶瓷頭接觸時，

不飽和土壤中的空氣無法通過陶瓷頭，但土壤中的水份會與陶瓷頭中的水份互相流動。當達到平衡狀態時，陶瓷頭內的水壓力會與土壤中的水壓力相等，此時可藉由壓力量測裝置量測水壓力。

(28)

（2）熱傳導量測計（間接量測法）:

位於陶瓷頭中央的加熱器（圖 2.4）會發射一定的熱量，其中一部分的熱量會擴散至陶瓷頭的各部位，熱量的擴散情形會隨陶瓷頭含水量的改變而有所變化。未擴散的熱量會造成陶瓷頭的溫度提高，每經過一段時間熱傳導量測計中的溫度感應器會紀錄陶瓷頭中的溫度。當陶瓷頭之基質吸力與周圍土壤達到平衡時，量測計的輸出值將維持定值。經查核校正曲線可確定土壤之基質吸力。

圖 2.3 張力計組成示意圖（改繪自 Radiley & Burland, 1996，摘自拱祥生等人，2003）

圖2.4 熱傳導量測計（改繪自 Fredlund, 1992，摘自拱祥生等人，2003）

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2.2 不飽和土壤之剪力強度定理

當一外在作用力作用在土體上時，對非飽和之土壤而言，部分應力由土粒結構承受，而另一部分的應力由水與空氣合成之流相（Fluid Phase）承擔，此時流相必產生內部應力增量，以平衡外力。對飽和土壤而言，由於土體內僅含水與土粒，故僅有孔隙水壓力存在而無孔隙氣壓力，因此孔隙氣壓力之存在為不飽和土壤之特性。

Fredlund et al.（1993）以 Mohr-Coulomb 破壞準則解釋非飽和土壤之力學行為（圖2.5 所示），並且藉由淨正向應力(σ- ua)及基質吸力（ua-uw）推導下列方程式：

b f

w a f

a

f

c σ u φ u u φ

τ =

^'

+ ( − ) tan

^'

+ ( − ) tan

（2.1）

其中 τ_f= 剪力強度 σ = 總應力 u_a = 孔隙氣壓力 u_w= 孔隙水壓力 c^’ = 有效凝聚力

φ

^’ =（σ－u_a）引起之有效抗剪角

φ

^b =（u_a－u_w）對應增加非飽和土壤之抗剪角

(30)

圖2.5 非飽和土壤之 Morh-Coulomb 破壞準則（Lu & Likos, 2004）

Fredlund et al.（1993）將基質吸力引起之應力增量視為有效凝聚力之增加，因此2.1 式可修正為：

[

^'

⁽ ⁾ ^tan ^φ ] ⁽ ^σ ⁾ ^tan ^φ

^'

τ

_f

= c + u

_a

− u

_w ^b

+ − u

_a （2.2）

'

*

( σ ) tan φ

τ

_f

= c + − u

_a （2.3）

方程式 2.3 中 c^*表示修正之土壤凝聚力，可用非飽和土壤 Morh-Coulomb 破壞準則表示。如圖 2.6 所示，當土壤受雨水入滲並趨近飽和狀態的過程中，基質吸力及土壤凝聚力值之下降可藉由 c*

之降低而直接顯示強度之變化（Abramson et al., 2002）。

(31)

圖2.6 非飽和土壤之修正凝聚力值變化與破壞包絡線之關係

（Fredlund et al.,1993）

Fredlund and Rahardjo（1993）彙整不同土壤之剪力強度參數試驗結果，如表2.3 所示。由試驗結果得知，

φ

^b約介於1/2

φ

^’ ~ 2/3

φ

^’之間。

表2.3 不同土壤之剪力強度參數試驗結果（Fredlund & Rahardjo, 1993）

Melinda et al.（2004）的研究成果中指出，負孔隙水壓力的存在及基質吸力的變化量，對於邊坡穩定著實為重要之影響因子。如圖 2.7 所示，土壤受到浸潤（wetting）亦或排水（drying）的過程中，

土壤之剪力強度隨基質吸力之折減而下降。

(32)

圖2.7(a)土壤浸潤後之試驗結果（Melinda et al. 2004）

圖 2.7(b)土壤排水後之試驗結果（Melinda et al. 2004）

肖元清等人（2005）依據飽和土壤與非飽和土壤的三軸壓密排水試驗結果指出，其有效內摩擦角相似。因此飽和土壤三軸壓密排水試驗結果的φ^’可用於推估非飽和土壤的抗剪強度。且當土壤的基質吸力值於200kPa 的範圍內，其抗剪強度與基質吸力呈一線性關係（圖 2.8 所示）。

Jenkins and Kerr（1998）就不同含水量之凝聚性土壤進行剪力試驗與加州承載力試驗（California Bearing Ratio，CBR）；試驗結果顯示，土壤含水量增加1～2％，CBR 值約降低至原來的 0.5 倍，不排水剪力強度，亦隨含水量增加而降低（圖2.9 及圖 2.10）。

(33)

馮道偉等（2003）指出，許多的未飽和紅土邊坡不穩定問題係發生於降雨之中或降雨之後，降雨影響邊坡穩定性之不利因素主要為土壤單位重增加及剪力強度下降等兩項。未飽和土壤之剪力強度會隨飽和度之改變而改變，於邊坡穩定數值分析時，可先行計算土壤飽和度改變之情形，藉由飽和度與強度關係之模式來推求強度，而後進行邊坡穩定數值分析。

圖 2.11 說明紅土之無圍壓縮強度與飽和度具有密切之關係。馮道偉等（2003）之觀察結果顯示，紅土飽和度之變化歷史為影響強度之關鍵因素。當土壤飽和度先降後增，可使無圍壓縮強度折減至原始值之40%。

圖2.8 抗剪強度與基質吸力之關係（肖元清等，2005）

(34)

圖2.9 含水量與 CBR 值之關係（Jenkins and Kerr，1998）

圖2.10 含水量與不排水剪力強度之關係（Jenkins and Kerr，1998）

(35)

圖 2.11 紅土無圍壓縮強度與飽和度之關係（馮道偉等，2003）

2.3 土壤-水份特性曲線

典型之土壤-水份特性曲線如圖 2.12 所示，包括吸水曲線（wetting curve）及排水曲線（drying curve）。其中θs為土壤在大氣壓力下飽和時的體積含水比，θr為殘餘體積含水比。土壤排出水份再重新浸潤的過程中，會有空氣殘留在土壤中，最後的體積含水比（θ^’s）小於（θs），二者之差值稱為殘餘含氣量，此一現象叫做遲滯效應（林宏達、拱祥生，2001）。

葉為民等人（2005）藉由上海地區不飽和土壤（粉質黏土及黏質粉土）的基質吸力量測值繪製土壤-水份特性曲線（圖 2.13），並由試驗結果推估不飽和土壤之滲透係數（圖2.14）。

粉質黏土及黏質粉土的滲透係數隨基質吸力改變（土壤含水量改變），而呈非線性之變化。當基質力增加（土壤含水量降低）時，土壤的滲透係數會迅速的降低（葉為民等人，2005）。

(36)

Li et al.（2005）的研究指出，從土壤-水份特性曲線中可以發現相同絛件下之土壤（物理性質相同），於其浸潤及排水過程中，即使土壤含水量相同，但其基質吸力由於受到殘餘含氣量之影響而有所差異。以致土壤浸潤後繪製而成之水份-特性曲線，較為接近現地土壤之狀況（圖2.15）。

圖2.12 典型的土壤-水份特性曲線（Fredlund & Xing, 1994，摘自林宏達、拱祥生，2001）

圖 2.13 上海地區之土壤-水份特性曲線（葉為民等，2005）

(37)

圖 2.14 不飽和土壤之相對滲透係數關係圖

圖 2.15 現地與實驗室試驗之水份-特性曲線（Li et al., 2005）

(38)

2.4 降雨對非飽和邊坡之影響

降雨時，雨水對裸露之地面產生衝擊，形成逕流造成地表之侵 蝕、鬆動與流失（圖 2.16）；部份雨水經地面孔隙入滲，造成地層土石強度降低，提升地下水位，增加孔隙水壓與滲流水壓，以及土體自重與飽和度，故降雨及地下水對於山區道路周邊地層之穩定極為不利，其破壞影響隨降雨規模及延時之增加而增加（李德河等，2005）。

圖2.16 降雨入滲示意圖（Brand, 1985，摘自 Abramson et al., 2002 ）傳統土壤之邊坡穩定分析，係採用飽和土壤力學的理論進行邊坡穩定性之探討，對於土壤中存在之基質吸力、降雨強度及土壤滲透性對邊坡穩定之影響均未考慮。因此降雨對不飽土壤邊坡穩定性之影響分析應採用不飽和土壤剪力強度模式，配合雨水入滲之分析，才能正確掌握該類邊坡之力學行為（林宏達，2004）。

回填土邊坡之夯實度緊實與否，關係著降雨時雨水的入滲特性。

當豪雨來時，土體受雨水浸潤，基質吸力隨之下降，造成邊坡破壞，

倘若回填土夯實度不足，此一現象便更加顯著（Chen et al., 2004）。

(39)

接近坡面的土壤於常時的狀態下應處於不飽和的狀態（圖 2.17），且不飽區屬於坡體中最為敏感的部份，多數的淺層邊坡滑動亦集中於此區域中（Lu & Likos, 2004）。

圖2.17 不飽和土壤之水循環示意圖（Lu & Likos, 2004）

熊光赤等人（2005）針對黃土的研究指出，當其含水量小於 15%

時，c^’及φ^’值較大（c^’=57kPa，φ^’=28.4⁰），但是當含水量接近飽和狀態時，c^’及φ^’均降低（c^’=26kPa，φ^’=18.9⁰），此一現象是造成邊坡滑動之重要機制。降雨入滲不僅造成土壤基質吸力及凝聚力值折減，且降雨延時愈長，邊坡之安全係數亦隨其下降（圖2.18）。

圖2.18 安全係數與降雨持續時間之關係（熊光赤等人，2005）

(40)

湯明高等人（2006）於三峽泄灘庫區滑坡體上架設基質吸力量測儀器，並長期觀測降雨與土壤基質吸力變化之關係。由於受到雨水入滲速度之影響，因此土壤隨坡體深度之不同，基質吸力之變化情形亦有所差異（圖2.19）。

（1）當 h = -1.0m（坡面下 1.0m）處：

由於雨量集中於 2003/04/04～2003/08/02（圖 2.18-a），因此在這區間內靠近坡面之土壤受到雨水浸潤及蒸散作用下，其基質吸力有著明顯的變化（圖2.18-b），且土壤均趨近亦或達到飽和狀態。此一現象意指土壤的剪力強度下降，坡面之穩定性亦有堪疑慮。

（2）當 h = -6.8m（坡面下 6.8m）處：

此深度下之土壤，由於受雨水的浸潤，因此於 2007/07/03 其基質吸力亦有明顯的下降（圖2.18-c）。相較於淺層邊坡之土壤，土壤趨近飽和狀態所需耗費的時間較長，此一現象與土壤滲透係數有著密切之關連。

（3）當 h = -18.0m（坡面下 18.0m）處：

此深度下之土壤與 h = -6.8m 的土壤狀況相同，由於深度更深，

因此雨水入滲所耗費的時間也相對提高，直至2003/12/30 土壤才趨於飽和狀態（圖2.18-d）。

(41)

圖 2.19 不同深度基質吸力隨降雨量和時間的變化曲線（湯明高等人，2006）

(42)

2.4.1 邊坡破壞模式

吳淵洵、周南山（2006）將國內山區道路災害分為上邊坡破壞與下邊坡破壞兩大類型。相關細節說明如次。

（1）道路上邊坡破壞

上邊坡一般為挖方邊坡，無論開挖之規模與範圍，均可能因環境或人為不利因素之影響發生破壞。主要破壞類型概分為沖刷（蝕）及崩坍二大類。

（A）沖刷（蝕）破壞：

常發生於土質邊破; 如砂質; 粉土質及黏土質土壤，在雨水之衝擊及沖蝕作用下，沿坡面逕流方向形成無數蝕溝，若未執行任何防護措施，蝕溝逐漸擴大，延伸至坡趾即造成坡面之陷落或坍滑（圖2.20 及圖2.21）。

（B）崩坍破壞：

分為墜落型、滑動型及流動型，惟亦可能三者複合發生。

（a）墜落型：

常發生於岩石邊坡，地質構造膠結不良、節理發達，形成弱面導致岩體墜落崩坍。若近乎直立的土坡，缺乏側向支撐，於坡頂處易形成張力裂縫逐漸向下發育進而導致崩落發生（圖2.22 及圖 2.23）。

（b）滑動型：

岩體或邊坡土體因失穩作用下，沿破壞面發生滑動。滑動面可能為平面、圓弧或不規則面，多發生於開挖後坡趾失穩或坡趾擋土施做不當，導致整體滑動破壞。例如順向坡破壞（圖2.24 及圖 2.25）。

（c）流動型：

山坡上之岩體或土體於環境因素下產生流動之狀態，包含乾流與

(43)

濕流。我國山區發生者多為暴雨誘發而產生破壞。如圖2.26 及圖 2.27 所示。

圖 2.20 上邊坡沖刷型破壞圖 2.21 沖刷（蝕）型破壞示意圖（陳彥佃，2006）（周南山等人，2006）

圖 2.22 上邊坡墜落型破壞圖 2.23 墜落型破壞示意圖（陳彥佃，2006）（周南山等人，2006）

圖 2.24 順向坡平面滑動破壞圖 2.25 順向坡滑動破壞示意圖（陳彥佃，2006）（周南山等人，2006）

(44)

圖 2.26 上邊坡流動型破壞圖 2.27 上邊坡流動型破壞示意圖（陳彥佃，2006）（周南山等人，2006）

（2）道路下邊坡破壞

下邊坡包含自然邊坡及填方邊坡，惟以後者較易發生破壞。主要破壞模式如同上邊坡亦可概分為沖刷與崩坍二大類。

（A）沖刷破壞：

填方邊坡即使力學條件穩定惟若道路排水系統設計、施工與維護不佳，坡面植生不良，水土保持不當時，坡面及坡址於暴雨或大量逕流侵襲時可能形成直接沖刷之現象，使路堤邊坡沿坡面流水方向形成蝕溝（圖2.28）。

（B）崩坍破壞

可分為滑動型和流動型，亦可能二者合併發生。

（a）滑動型：

邊坡沿破壞面發生滑動，破壞面可能為平面、圓弧或不規則面。

若為填方邊坡其滑動面多發生於填土區與原地面之交界面；若為自然

(45)

邊坡，其滑動成因大多因地層中含有軟弱岩層或坡面受到嚴重沖蝕而發生淺層滑動（圖2.29）。

（b）流動型：

山坡上之岩體或土體於環境因素影響下產生流動之狀態。一般多為暴雨誘發的破壞，惟有時亦可能因山谷洪水暴漲沖刷引致坡體坍滑與水混合而形成者（圖2.30）。

圖2.28 大量逕流沖蝕破壞圖 2.29 下邊坡圓弧型滑動破壞

（陳彥佃，2006）（陳彥佃，2006）

圖 2.30 邊坡流動型破壞

（洪如江，1996，摘自陳彥佃，2006）

(46)

2.4.2 降雨入滲之滲流機制

降雨時地下水之動態變化係由地表逕流藉重力而下滲至土層 中，逐漸抵達地下水位面或棲止於阻水層之上形成局部飽和區，長期影響下造成地下水位之上升（Abramson et al. 2002）。

如圖 2.31 所示，邊坡地層中若存在阻水層，則隨降雨量之降加及入滲，阻水層上部之不飽和土壤可迅速趨近飽和，瞬時造成孔隙水壓增加，降低土壤剪力強度，使邊坡產生淺層失穩之現象（Abramson et al. 2002）。

圖 2.31 棲止水位變化導致邊坡之淺層破壞

（改繪自 A bramson et al., 2002）

Mein & Larson（1973）將土壤之入滲容量（fp）、降雨強度（I）

及土壤飽和滲透係數（ks）等參數進行比較，將入滲範圍分為以下三類：

（1）當 ks＞I 時：雨水能夠完全滲入土層中，不會有地表逕流產生。

滲入土體之雨水會造成土壤含水量之改變，但還不至於產生飽和區帶。

（2）當 fp > I > ks：雨水雖然能夠完全滲入土層中，但是靠近地表面

(47)

之土壤含水量卻會逐漸增加。

（3）當 I＞fp＞k_s時：雨水的滲透量受到土壤入滲容量之限制，入滲容量小於降雨強度，使地表區域形成積水，產生地表逕流。

陳漢平（2003）利用 STABL 與 ABAQUS 程式，對降雨邊坡入滲進行模擬。其研究成果中指出，土壤滲透性對水壓之累積與消散有極大之影響；在相同水力坡降下，滲透性低之土壤入滲所需延時較高，有較高之穩定性。但在相同的降雨強度下，滲透性低之土壤受到較大之水壓差，故穩定性是否較高就有待商確。

邱南殼（2004）進行現地積水入滲試驗的實驗結果指出，泥岩地區因岩性緻密，相較於地層材料鬆散、粒徑較粗之崩積層，其入滲深度較淺；當降雨強度提高時，泥岩地區之雨水入滲深度並非隨降雨延時之增加而加深。

呂明杰（2004）以有限元素法 SEEP/W 模擬探討均勻細砂、砂土質土壤、粉土質土壤及龍潭紅土等四種未飽和土壤邊坡之降雨入滲行為。分析結果顯示未飽和土壤邊坡入滲行為受到土壤滲透性之影響，

當土壤處於未飽和狀態且滲透係數較高者，則土壤之入滲速度較快，

使得降雨入滲之影響區域較大。若土壤之滲透係數於未飽和時較低者，則結果相反。

2.4.3 浸潤帶

由於降雨入滲可導致不飽和土壤剪力強度折減，因此探討降雨入滲之影響首要者為決定其所產生之浸潤帶（wetting band）深度。浸潤帶深度可使用Lumb（1975）提出之公式求得。

(48)

n ( S S ) ) kt

Dt ( h

i f 5

. 0

+ −

=

（2.4）

其中D = 土壤擴散參數 t = 降雨延時 k = 土壤滲透係數 n = 土壤孔隙率

S_i = 降雨前土層之初始飽和度 S_f= 降雨後土層之最終飽和度

考量長期或大量降雨之情形，表層土壤可能趨近飽和狀態，或者達到飽和狀態，因此2.4 式可修正為：

n ( S S ) h kt

i f

−

=

（2.5）

暴雨時地下水位高低對土壤含水量與飽和度之影響，可依地下水位深度簡化為以下三種狀況（范嘉程、馮道偉，2003）：

（1）淺地下水位（G.W.L<G.L.-5m）：

暴雨情況下，淺層土壤含水量增加，加上地下水位線較淺，因此淺層土壤生飽和機會較高，可保守假設土壤呈飽和狀態。如圖2.32 所示。

圖2.32 淺地下水位邊坡土壤飽和度分佈剖面（范嘉程、馮道偉，2003）

(49)

（2）中等深度地下水位（G.W.L=G.L.-5m~-10m）

地下水位位於 G.L.-5m~-10m 之中等深度地下水位情況，於長時間暴雨情況，淺層土壤易產生飽和情況，惟於「浸潤帶」深度以下之土壤則可能未達完全飽和狀態，土壤僅有含水量增加。如圖 2.33 所示。

圖2.33 中等深度地下水位邊坡土壤飽和度分佈剖面（范嘉程、馮道偉，2003）

（3）深地下水位（G.W.L>G.L.-10~-15m）

地下水位深度於地表 10~15m 以下，於長時間暴雨情況，淺層

「浸潤帶」深度土壤產生飽和情況，其下之土壤則有含水量增加且未達完全飽和狀態，此層未飽和層以下之土壤則可能未有雨水之入滲，

含水量亦未增加。如圖2.34 所示。

圖2.34 深地下水位邊坡土壤飽和度分佈剖面（范嘉程、馮道偉，2003）

(50)

第三章研究方法與流程

影響回填土邊坡穩定性之因子，主要來自降雨造成的雨水入滲，

以及回填土之夯實品質。因此本研究方法主要以浸水直接剪力強度試驗為主，求取剪力強度參數之變化，進而探討當非飽和土壤逐漸趨近飽和狀態的過程中，對於邊坡之安全性造成的影響。

3.1 基本物理試驗

本研究主要針對非飽和黏土進行浸水直接剪力試驗，探討其剪力強度參數之變化。由於土樣取自石門水庫之低塑性黏土，因此進行重點試驗前應先了解其物理特性，以利後續的試驗。基本物理試驗內容如下所示：粒徑分佈試驗（ASTM D452-85）、土壤比重試驗（ASTM D854-83）、阿太堡限度試驗（ASTM D4318-84, D427-83）、土壤分類

（ASTM D2487-85）。

3.2 土壤力學性質試驗

土壤力學性質試驗主要以修正夯實試驗及浸水直接剪力試驗為主。施作修正夯實試驗除了求得土壤之最佳含水量（OMC）之餘，

直接剪力試驗之試體製作也以此為指標，分為乾側（OMC-2）、最佳含水量（OMC）及濕測（OMC+2）進行試驗。

3.2.1 夯實試驗

回填土邊坡之夯實度可視為邊坡工程中相當重要的一環，土壤的夯實度是否足夠與邊坡之坍滑與否有著密切之關連。由於現地施工時回填土邊坡之夯實能量較大（圖3.1），因此以修正夯實試驗（ASTM D1557-78）模擬現地土壤之夯實狀態，並求得最佳含水量（OMC）。

(51)

圖3.1 現地回填土邊坡之夯實過程（劉振宏攝，2006）

3.2.2 直接剪力強度試驗

直接剪力強度試驗與三軸壓縮試驗相較之下，試驗時間較短，且 前置作業及試驗儀器的操作更為簡易。為了快速求得土壤於不同夯實度及不同含水量的狀態下，其凝聚力（c）、內摩擦角（φ）與降雨浸水間之關係，因此採用浸水直接剪力強度試驗進行研究。

本研究採用之土壤為低塑性黏土，以 ASTM D3080-72 規範為試驗依據。試驗過程中，於相同條件下（試體夯實度、含水量均相同）

之土壤施以垂直應力52kPa、111kPa 及 199kPa 後，分別浸水 0~24 小時，求取試體之最大剪應力，進而取得該土壤之c、φ值。試體於受剪過程中，試驗儀器以0.15mm/min 的轉動速率針對試體施加剪應力。

根據 ASTM D3080-72 要求下，試驗條件如次：

1. 試驗土壤為黏土，取自石門水庫。依據土壤統一分類法之分類結果為低塑性黏土（CL）。

2. 試體依夯實度之不同，分為 85%、90%及 95%，並以體積控制法夯壓於直剪環內。

3. 試體含水量為 18.4%（乾側，OMC-2）、20.4%（最佳含水量，OMC）

(52)

及22.4%（濕側，OMC+2）三種。

4. 試體之浸水時間分為未浸水、浸水 4 小時、浸水 12 小時及浸水 24 小時，共四個階段進行試驗。以夯實度85%，含水量 18.4%的條件下其試驗程序如圖3.2 所示。

圖 3.2 試體夯實度為 85%及含水量為 18.4%之試驗程序試驗流程如次：

1. 秤取土樣於夯實度 85%、90% 及 95%三種不同狀態下之乾土重量（圖3.3）。調製所需之含水量（乾側、最佳含水量、濕側）（圖 3.4），並充分加以拌合（圖 3.5）。拌合完成之土壤以保鮮膜密封

（圖3.6），靜置 24 小時以供試體之製作。

2. 製作試體時首先需將直剪環內側以潤滑油均勻塗抹（圖 3.7），再

夯實度85%，含水量 OMC-2

浸水 24 小時浸水

12 小時浸水

未浸水 4 小時

試體 (2) 施加 111 kPa

正向應力

試體 (3) 施加 199 kPa 正向應力試

體 (1) 施加 52 kPa

正向應力

試體 (1) 施加 52 kPa 正向應力

試體 (2)

施加 111 kPa 正向應力

試體 (3)

施加 199 kPa 正向應力試

體 (1) 施加 52 kPa

正向應力

(53)

以體積控制法，將土壤逐層夯壓入直剪環內（圖3.8），共分為三層夯實。為防止弱面產生，層與層間的交界面以刮刀刮劃。

3. 夯壓入直剪環內之試體以刮刀修平土壤表面（圖 3.9），修整完成後將直剪環內之試體壓入直剪盒中（圖3.10）。

4. 將剪力盒置於直剪試驗儀中（圖 3.11），並開啟氣閥施加該試體所需之正向應力（圖3.12），預壓 24 小時。

5. 預壓 24 小時後，於直剪盒內倒水，靜置 0、4、12 或 24 小時（圖 3.13），記錄濕陷量，而後施以剪力，直至試體產生破壞（圖 3.14）。 6. 重複上述 1~5 之試驗步驟，求取不同條件下的土壤 c、φ值。綜合

上述試驗條件，共需針對108 顆試體進行直接剪力試驗。

圖3.3 量秤所需乾土重圖 3.4 調製所需含水量

圖 3.5 充分拌合土樣圖 3.6 密封後並靜置 24 小時

(54)

圖 3.7 直剪環內側均勻上油圖 3.8 土樣均勻夯壓於直剪環內

圖 3.9 修整土壤表面圖 3.10 將試體壓入直剪盒內

圖3.11 剪力盒安裝於直剪試驗儀圖 3.12 開啟氣閥施加正向應力

(55)

圖3.13 直剪盒內加滿水並靜置圖 3.14 施以剪力直至試體破壞

3.3 試驗儀器

本研究採用氣壓式-自動化直接剪力試驗儀，進行浸水直接剪力 試驗。相關設備包含氣壓式直接剪力試驗儀（圖3.15）、空壓機（圖 3.16）、壓力轉換器（圖 3.17）及記錄讀數之電腦設備。相較於傳統之直接剪力試驗儀（圖3.18），可以免除人為記錄讀數時產生之誤差，

使用過程更為簡易（施加正向應力時只需開啟氣閥即可）。除此之餘，

由於試體受剪過程中之各項數據（垂直變位量、水平變位量及剪應力）

均由電腦紀錄，因此可於實驗過程中立即觀察應力–應變曲線之變化情形。

(56)

圖3.15 氣壓式直接剪力試驗儀

圖3.16 空壓機

LVDT 垂直變位計荷重計

LVDT 水平變位計

直剪盒

氣壓式荷重架

(57)

圖3.17 壓力轉換器

圖3.18 直接剪力試驗儀 LVDT 垂直變位計讀數

LVDT 水平變位計讀數荷重計讀數

接收器

垂直變位計

水平變位計荷重計

壓力環

槓桿式荷重架

(58)

3.4 直剪試驗軟體

直剪試驗過程中使用之軟體分別為土壤直接剪力試驗自動化程 式，以及土壤直接剪力試驗編輯報告自動化程式。土壤直接剪力試驗自動化程式主要功能在於記錄土壤受剪時之各項數據變化情形，其中包括水平變位量、垂直變位量及剪應力。土壤直接剪力試驗編輯報告自動化程式之功能在於分析試驗後之各項數據，由於電腦記錄之試驗數據皆以.txt（文字檔）的型態儲存，因此可透過此軟體重新分析試驗數據，並以 Excel 檔的型式儲存，方便資料的管理與整合。分析步驟如圖3.19 所示。

圖3.19 試驗數據分析程序

(59)

3.4.1 土壤直接剪力試驗自動化程式

土壤直接剪力試驗自動化程式是由宇梭科技有限公司撰寫之視 窗化軟體，快剪試驗（Q text）、慢剪試驗（S text）及壓密快剪試驗

（QC text）均可藉由此軟體執行試驗數據之記錄。試驗數據擷取前，

應視各人所需，適當調整記錄方式（可由時間的間隔及記錄次數控制試驗數據之擷取方式）（圖3.20）。試驗過程中，可隨時由程式中觀察應力–應變關係圖（圖3.21）及垂直–水平位移關係圖（圖 3.22）。

當試體受剪完成後，操作界面會伴隨警示音出現警告視窗，告知試驗過程己結束（圖3.23）。

圖3.20 程式以時間間隔的方式，擷取並紀錄各項試驗數值

(60)

圖3.21 應力–應變之關係

圖3.22 垂直–水平位移之關係

(61)

圖3.23 試驗完成後之警告視窗 3.4.2 土壤直接剪力試驗編輯報告自動化程式

土壤直接剪力試驗編輯報告自動化程式是由Excel 撰寫之軟體

（圖3.24），主要之目的在於彙整土壤直接剪力試驗自動化程式記錄之文字檔（.txt）。開啟此程式後，點選「新建分析」載入文字檔。當程式彙整完成後將會出現「分析選單」（圖3.25），藉由此選單可以直接觀察剪應力–剪位移分析圖（圖 3.26）及剪應力–正向應力及破壞包絡線分析圖（圖3.27）等。分析完成後之資料將以 Excel 檔儲存於電腦中，以供日後之使用。

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圖3.24 土壤直接剪力試驗編輯報告自動化程式操作面

圖3.25 試驗資料載入程式後之分析選單

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圖3.26 剪應力–剪位移分析圖

圖3.27 剪應力–正向應力及破壞包絡線分析圖

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第四章試驗結果與分析

本研究以浸水直剪的試驗方式，探討不同夯實度下的土壤受雨水浸潤後 c、φ值之變化。一般而言，傳統邊坡穩定分析，多引用現地取樣經由實驗室試驗所求得之不排水剪力強度參數，忽略了不飽和土壤因雨水浸潤趨於飽和，導致基質吸力（負孔隙水壓）逐漸降低，而產生之土壤剪力強度折減。

邊坡穩定分析時最為廣泛利用的軟體為 STABL。使用此軟體進行分析時，就土壤參數的部份而言，僅需輸入濕土單位重（γ_t）、飽和單位重（γ_sat）、土壤凝聚力（c）及內摩擦角（φ）等四項重要參數，分析過程中並未考量基質吸力的消散對不飽和邊坡之影響。因此，模擬不飽和土壤受雨水浸潤後對坡體穩定產生之影響，僅能控制 c、φ值之變化而加以分析。鑑於此條件下，土壤浸水後強度參數之折減情形，可視為邊坡穩定分析過程中，現地模擬的一項重要指標。

4.1 基本物理性質

本研究所使用之土樣為取自石門水庫地區之黏土，依據統一土壤 分類法（USCS）辨識為低塑性黏土（CL）。物理性質如表 4.1 所示，

粒徑分佈如圖4.1 所示。

依據 ASTM D854-83 土壤比重試驗，黏土比重為 2.71。修正夯實試驗（ASTM D1557-78）得到之最大乾密度（γd max）為16.8kN/m³，最佳含水量（OMC）為 20.4%。由於土壤夯實度及含水量對於回填土邊坡之穩定性具有關鍵的影響，因此本研究以修正夯實之試驗結果作為直剪試驗土樣製作之依據。

(65)

0 20 40 60 80 100

0.001 0.01

0.1 1

10 顆粒粒徑 (mm) 累積過篩百分率 (% )

圖 4.1 黏土之粒徑分佈表 4.1 黏土之基本物理性質

項目試驗值

比重試驗比重Gs 2.71

液性限度 LL(%) 39

塑性限度 PL(%) 24

稠度試驗

塑性指數 PI(%) 15

土壤分類 CL

最佳含水量(%) 20.4

修正夯實試驗

最大乾單位重(kN/m³) 16.8

(66)

4.2 直接剪力試驗結果

依據 Fredlund et al.（1993）提出的不飽和土壤剪力強度公式

'

* (

σ

)tan

φ

τ

_f =

c

+ −

u

_a ，故土壤凝聚力值統一以 c*（修正凝聚力）表示。

本研究利用直接剪力試驗，觀察不同夯實度及不同含水量之下，

土壤浸水後剪力強度參數之變化。試驗土樣共分為三種夯實度（最大乾密度之85%、90%、95%），以及三種含水量（OMC-2、OMC、OMC+2）

（圖4.2）；試驗浸水時間分為未浸水、浸水 4 小時、浸水 12 小時及浸水24 小時。

圖4.2 修正夯實曲線

表4.2、表 4.3 及表 4.4 分別為直剪試驗完成後土壤之剪力強度參數。整體而言，試體受到浸潤後，c*值均在浸水 4 小時後即產生大幅度的下降，但是φ值並未有此明顯之趨勢。顯示填土邊坡受雨水浸潤後，c*值的折減可視為邊坡於短時間內產生坍滑的一項重要因素。

15 15.5 16 16.5 17 17.5 18

15 17 19 21 23 25 27

Water Content (％）

Dry Unight Weight (kN/m3 )

OMC-2

OMC

OMC+2

S=100%

不飽和夯實低塑性黏土浸潤強度變化之探討

中 華 大 學 碩 士 論 文