中華大學碩士論文

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中華大學碩士論文

題目：加勁擋土結構破壞之案例探討

系所別：土木工程學系碩士班學號姓名：E09204012 唐玄蕙指導教授：吳淵洵博士

中華民國九十四年六月

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摘要

近年來加勁擋土結構之應用愈趨於普遍，其破壞之發生率亦隨之增加，除直接危害其相關設施之安全及營運外，亦間接降低相關單位對於加勁擋土結構之安全信心與引用意願。本研究蒐集北台灣近三年來11 起破壞事証，以案例探討之方式，與文獻報導之相關資料綜合彙整，定性歸納國內加勁擋土結構常見之破壞現象與特徵，並進一步剖析與探討其破壞機制與破壞原因，提出改善對策。研究結果顯示，

國內加勁擋土結構之主要破壞特徵為牆面變形、牆頂沉陷、格網斷裂及地基失穩，其相關破壞機制則以外穩定之全面坍滑及承載不足為主。依據破壞特徵與破壞機制推論致災原因，發現降雨為導致國內加勁擋土結構破壞之主要自然因素，而規劃及施工則是案例破壞中影響權重最大之人為因素，且問題癥結並非在於欠缺加勁擋土結構之特殊專業能力，而係傳統大地工程邊坡穩定分析與設計之基本訓練不足。

依據案例破壞分析與探討之結果，降雨造成加勁擋土結構之破壞與雨水入滲浸潤作用導致填築土料產生強度折減之現象具有極密切之關聯。比較強度折減模式與滿水位模式之暴雨狀態安全係數，前者僅約為後者之半。由此顯示暴雨分析模式之選擇對於邊坡安全之預測的確具有顯著之影響，其相關性值得進一步探討。交叉比對分析錯誤或施工不當與邊坡失敗之關係，結果顯示以填築土料施工品質夯實不

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良最具關鍵性之影響。

加勁擋土結構之破壞修復方案除應針對致災原因加以考量外，另應多方斟酌各種相關因素之影響。依據研究結果，對於全面坍滑之破壞修復應著重界面穩定之考量。使用結構支承方式或分階擴增斷面之方式，均可強化加勁填築層與原地層之聯結，減少界面破壞之疑慮。

此外，地面逕流與地下滲流之截引與排除對於加勁結構體之穩定亦具有關鍵之影響。

成功與失敗案例之經驗傳承與累積，對於工程水準之提昇至關重要。本研究之案例探討可供工程界相關參考，對於國內加勁擋結構之安全維護與推廣使用均具有積極之助益。

關鍵詞：加勁擋土結構、邊坡破壞、邊坡穩定、暴雨、案例探討。

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ABSTRACT

The uses of reinforced soil structures (RSS) technology have been increasing rapidly for the past decade in Taiwan. However, the frequency of the structure failure has also increased as well. These incidents are not only directly jeopardizing the relevant facilities around the structure but also distressing the confidences of many potential clients to some extent on the safety and the applications of RSS.

This research collected eleven cases of failure for RSS around northern Taiwan that occurred within the past three years. These cases were then compiled with those reported in the literature for qualitative forensic investigations. The most often causes of RSS failure along with their evidences and mechanisms were explored and studied.

The results of the research indicated that the observed primary symptoms of the RSS failure in Taiwan are face deformation, crest settlement, rupture of reinforcement, and base instability. The most common failure mechanisms are external overall slope instability and bearing failure. Based on the forensic diagnosis of the observed RSS failures, intense rainfall was the most important natural factor for RSS failure. The imperfection of each engineering practice also was relevant to the occurrence of failure. However, inadequate planning and poor construction workmanship appeared to have the worst effect on the RSS failures. The study showed that the failures of RSS were primarily due to insufficient essential trainings on the traditional slope stability analysis and design rather than the deficiency of RSS professional know-how.

Based on forensic analysis of case studies, the wetting-induced

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strength reduction caused by the intense rainfall has significant effect on the RSS failure. Comparisons of the safety factor for slope stability analysis under stormy conditions were made using the strength reduction method and the full groundwater method. The results indicated that the safety factor estimated by the former was only about 50% of that

determined by the latter. Thus, further studies are recommended to

explore the effect of the different analysis method on the determination of the safety factor for slope stability under stormy conditions. Cross

examinations were conducted for the effect of erroneous analysis and poor construction on the RSS failure. The results have shown that poor construction workmanship has post the most significant effect.

The rehabilitation of RSS considers not only the facts that caused the failure but also all probable factors that may affect the safety of RSS.

Based on the research, the remediation of overall RSS failure should emphasize the interface stability. Either structural bearing or step-back widening can be used to improve the bonding of the reinforced structure and the original ground, and consequently reduce the risk of interface shearing failure. In addition, effective reductions of surface runoff and seepage also will significantly improve the stabilization of RSS.

Case studies of either success or failure are essential for the improvement of engineering practices. The findings presented in this research provide vital information for RSS professionals. It will be significantly beneficial to the technical development and safety improvement for the RSS technology in Taiwan.

Key Words: Reinforced Soil Structure, Slope Failure, Slope Stability,

Intense Rainfall, Case Study.

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誌謝

握筆如荷鋤，寫作如犁田，

誰知書中文，字字皆辛苦。

研究所生涯將在論文付梓後結束，兩年奔波於工作與學校的生活終於告一段落。回首來時路，點滴在心頭。

首先感謝恩師吳淵洵教授，求學期間對於專業知識與研究能力之悉心指導與栽培，以及撰寫論文期間之條分縷析、逐字斧正。「行一百、半九十」之教誨與鼓勵，使本論文得以慎始敬終，順利完成，

謹此致上最誠摯之敬意與謝忱，師恩將永誌於心。

感謝周南山博士、李維峰博士與呂志宗教授對論文內容詳加審閱及指正並提供許多寶貴意見，使本論文更臻完善。楊朝平教授及李煜舲教授於在學期間給予基礎學識之建立及對論文之指導與建議，在此致上衷心之謝意。

求學期間承蒙所服務之「盟鑫工業股份有限公司」王錦峰總經理、黃文科副總經理、鄭恆志協理等各級主管的支持與愛護，兩年來諸多包容與提攜，謹此深表謝忱；業務部全體同仁這段時間的協助與配合亦由衷銘感；特別是同組成員政男、佳樞、亞慧及技術支援組昱賢、小靜、祐旻於論文撰寫期間，工作方面之鼎力支持，分擔後顧之憂，同事之誼長存我心。

最後，感謝我的母親、兄弟姊妹們及各位關心我的師長和朋友們，願你們與我分享這份喜悅。

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表索引

表 2.1 加勁擋土結構之填築土料建議規範值（周南山等人，2004）30

表 2.2 濕陷指數的分類（吳立炫，2000） ... 34

表 2.3 土壤濕陷可能性分級標準（吳立炫，2000） ... 34

表 4.1 國內加勁擋土結構破壞案例推論破壞原因及致災影響權重.. 76

表 5.1 邊坡穩定分析參數 ... 87

表 5.2 推估分析原加勁邊坡之安全係數 ... 88

表 5.3 暴雨破壞時反算邊坡強度推估值與直剪強度試驗值之比較 ... 94

表 5.4 整治方案之邊坡穩定分析結果 ... 99

表 5.5 土釘/加勁工法之直接成本分析 ... 100

表 5.6 加勁工法之直接成本分析 ... 100

表 5.7 設計方案之比較 ... 102 頁次

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圖索引

圖 1.1 研究流程 ... 5

圖 2.1 加勁擋土結構之內穩定破壞示意圖(GEO, 2002) ... 12

圖 2.2 加勁擋土結構之外穩定破壞示意圖(GEO, 2002) ... 13

圖 2.3 加勁邊坡破壞模式(周志剛、鄭健龍，2001) ... 14

圖 2.4 加勁擋土結構之複合型破壞及結構功能運作破壞示意圖 (GEO, 2002) ... 15

圖 2.5 棲止水變化導致之邊坡淺層破壞(Abramson, et al., 2002)... 18

圖 2.6 降雨引致之飽和度、負值孔隙水壓與地下水位之變化 (見 Abramson, et al., 2002，引自 GCO, 1984) ... 22

圖 2.7 基質吸力降低而導致修正凝聚力之折減 (Fredlund and Rahardjo, 1993) ... 24

圖 2.8 紅土無圍壓縮強度與飽和度之關係(馮道偉等人，2003) ... 26

圖 3.1 案例 1 之崩塌前雨量紀錄(中央氣象局，2005) ... 40

圖 3.3 案例 3 大量沉陷前之雨量紀錄(中央氣象局，2005) ... 47

圖 3.4 案例 4 之滑動前雨量紀錄(中央氣象局，2005) ... 50

圖 3.5 案例 5 之路面沉陷前雨量紀錄(中央氣象局，2005) ... 53

圖 3.6 案例 6 之破壞前雨量紀錄(中央氣象局，2005) ... 55

圖 3.7 案例 7 之破壞前雨量紀錄(中央氣象局，2005) ... 57 頁次

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圖 3.9 案例 11 之崩塌前雨量紀錄(中央氣象局，2005)... 65

圖 4.1 國內加勁擋土結構常見之破壞特徵及其發生率 ... 68

圖 4.2 國內加勁擋土結構之破壞原因及其致災影響權重與發生率.. 75

圖 5.1 原加勁結構推論設計剖面 ... 86

圖 5.2 原設計加勁結構之穩定分析結果 ... 88

圖 5.3 反算分析所推估之土壤參數 ... 93

圖 5.4 夯實砂土之浸水直剪強度代表性試驗結果 (80%MPD) ... 94

圖 5.5 方案一-土釘/加勁工法... 97

圖 5.6 方案二-加勁工法 ... 98

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照片索引

照片 3.1 崩塌之道路邊坡與道路 ... 37

照片 3.2 加勁邊坡坡趾位於野溪凹岸 ... 37

照片 3.3 破壞類型似為圓弧滑動 ... 39

照片 3.4 加勁邊坡之破壞面約位於界面處 ... 39

照片 3.5 破碎之地面殘渣 ... 39

照片 3.6 倒塌之電力線路 ... 39

照片 3.7 坍塌界面陡峭，形似平面滑動破壞 ... 42

照片 3.8 坍塌界面裸露之地質構造 ... 42

照片 3.9 破壞裸露面顯示地下水水位 ... 43

照片 3.10 原設計加勁材長度 ... 43

照片 3.11 增設排水系統 ... 46

照片 3.12 多次灌漿填補鋪面 ... 46

照片 3.13 路面嚴重沉陷 ... 47

照片 3.14 整體加勁邊坡產生位移與鼓脹 ... 47

照片 3.15 加勁擋土牆產生牆面鼓脹變形 ... 49

照片 3.16 加勁擋土牆基礎產生滑動 ... 49

照片 3.17 基礎土壤軟化 ... 51 頁次

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照片 3.18 加勁格網橫向肋條斷裂 ... 51

照片 3.19 加勁邊坡全景 ... 52

照片 3.20 路面沉陷及護欄基礎掏空傾斜 ... 52

照片 3.21 道路路基沉陷 ... 52

照片 3.22 路面裂縫及護欄傾斜 ... 52

照片 3.23 分階施作之回包式加勁擋土牆 ... 54

照片 3.24 加勁擋土結構產生承載破壞 ... 54

照片 3.25 混凝土擋土牆擠壓裂開 ... 54

照片 3.26 排水管擠壓埋於土內 ... 54

照片 3.27 路面下陷，路燈、護欄傾斜 ... 56

照片 3.28 擋土牆基礎石籠破裂，牆趾土壤隆起 ... 56

照片 3.29 排水溝邊牆擠壓破裂 ... 59

照片 3.30 牆趾移動因植物遮蔽而不明顯 ... 59

照片 3.31 牆趾置放排水管以維持排水機能 ... 59

照片 3.32 牆趾置放排水管增加滑動力阻抗 ... 59

照片 3.33 路面開裂、沉陷 ... 60

照片 3.34 護欄嚴重外傾 ... 60

照片 3.35 加勁擋土結構側邊土壤流失 ... 61

照片 3.36 道路沉陷持續惡化未見改善 ... 61

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照片 3.37 護岸不均勻沉陷 ... 62

照片 3.38 回填土夾雜營建廢棄物 ... 62

照片 3.39 加勁擋土護岸整面坍陷 ... 62

照片 3.40 轉角處遭大水衝擊而倒塌 ... 62

照片 3.41 完工後坡頂上方堆置棄土 ... 64

照片 3.42 堆置之棄土雨後發生坍陷 ... 64

照片 3.43 加勁格網因泥流沖刷斷裂 ... 64

照片 3.44 加勁牆基之砌石駁坎坍塌 ... 64

照片 4.1 牆面側向鼓脹 ... 69

照片 4.2 牆面外傾、開裂 ... 69

照片 4.3 牆頂不均勻沈陷 ... 69

照片 4.4 整體滑動引致之不均勻沉陷 ... 69

照片 4.5 面版之連接處斷裂或固定端鬆脫 ... 70

照片 4.6 加勁土體與剛性牆面間之差異沈陷 ... 70

照片 4.7 加勁格網之拉斷破壞 ... 71

照片 4.8 格網橫向肋條斷裂 ... 71

照片 4.9 地基剪力強度嚴重不足 ... 72

照片 4.10 軟弱地層之不良地質構造 ... 72

照片 4.11 加勁區與原地層界面後方產生滑動 ... 73

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照片 4.12 加勁土體未與原地層有效聯結 ... 73

照片 4.13 邊坡表面局部沖蝕流失 ... 74

照片 4.14 植生覆蓋率不足 ... 74

照片 4.15 加勁邊坡表面遭野火焚毀 ... 74

照片 4.16 植生式面牆植物復育迅速 ... 74

照片 5.1 基礎開挖完成 ... 103

照片 5.2 鋪設加勁格網 ... 103

照片 5.3 以土包袋構築牆面 ... 103

照片 5.4 進料、填土整平 ... 103

照片 5.5 土方整平及夯實 ... 103

照片 5.6 牆面回包整平 ... 103

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第一章緒論

1.1 研究背景

擋土構造物之穩定為坡地開發安全之所繫。台灣地形、地質複雜，環境條件惡劣，復因諸多不良人為因素之影響，以致坡地事故頻傳，對於民生安全及國家發展均造成極為嚴重之負面效果，因此積極推展安全、品質、性能與成本均符合工程需求之擋土工法對於坡地事故災損之預防與整治具有重要之價值。

加勁擋土工法自1960 年代問世以來，由於技術與材料不斷創新，同時具有施工簡捷、造價低廉、節約佔地、造型美觀、平衡土方、

縮短工期，以及特殊耐震性能等優點，故自引進國內後已廣泛應用於各類型工程設施包括道路、社區、學校、水岸及垃圾掩埋場等，並迭次歷經國內外強震及颱風、豪雨之考驗，成效綜合而言極為良好(周南山，2004；劉海軍，2004；Tatsuoka et al., 1998)。此外，加勁擋土結構亦具有極佳之景觀綠化，以及生態環境協調功能，完全符合政府近年來積極推廣之生態工法原則，因此執行加勁擋土工法之研究、發展與改良探討對於我國之坡地安全實有必要。

1.2 研究動機

國內使用加勁擋土結構之工程實績己逾數千件，相關工程經驗及

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技術均已漸趨成熟，在維繫民生安全工程需求方面已佔有關鍵性之地位。近年來政府積極推動生態工法之作為，益使加勁擋土結構之應用愈趨普遍。眾多坡地設施之開發、山區道路之闢建與災修均以加勁擋土結構為首要考量工法，惟因此亦導致其破壞發生率相對隨之顯著增加。輕者變形、沉陷，重者開裂、坍滑，除直接危害其相關設施之安全及營運外，亦間接降低相關單位對於加勁擋土結構之安全信心與使用意願，嚴重阻礙此一優良工法之推廣與發展。

俗諺：「失敗為成功之母。」大地工程之成功實踐，正確之本土經驗影響至鉅，因此藉由失敗案例之研討，可供工程人員汲取教訓，

累積經驗，體認失敗的孕育、發生、發展及消亡規律，進而採取科學、

有效、適時與積極之相應對策，提昇工程水準，預防失敗之發生。

1.3 研究目的

本研究之目的為以案例探討方式，定性歸納國內加勁擋土結構破壞之徵狀、模式與失敗原因，並針對各項造成加勁擋土結構失敗之主客觀因素加以剖析與探討，釐清問題所在，研擬具體之改善對策，作為工程界相關業務執行之參考。

1.4 研究方法與流程

本研究之執行流程如圖1.1 所示，首先蒐集北台灣地區近年來加

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勁擋土結構 11 起實際破壞案例，並與文獻資料綜合彙整，定性歸納國內加勁擋土結構常見之破壞模式、徵狀與失敗原因；其次以一代表性案例為探討對象，使用邊坡穩定分析程式STEDwin 針對主要破壞原因加以分析與檢核。依據現場勘測，建立現場地層之分析剖面，推估原邊坡之分析設計，擬訂邊坡穩定分析參數，重新檢核原邊坡設計之安全係數，以確認合理之規劃、分析、設計與施工方式，並分別針對施工方法、安全、成本、工期及現地環境條件等各因素加以考量，

提出補強及修復方案建議。

1.5 研究範圍與限制

本研究所蒐集之案例涵蓋國內加勁擋土結構主要應用設施，範圍相當廣泛，惟破壞案例之發生需時間之累積及相關事証條件之配合，

且多數事涉敏感責任歸屬及爭議處理，案情少有公開討論者。本研究礙於時程與能力限制，僅蒐集北台灣 11 起加勁擋土結構破壞案例作為研究對象，且因確切之設計或施工資料取得不易，故案例內容說明程度亦深淺不一，所得失敗原因之推測亦僅侷限於定性之歸納與探討。

1.6 研究內容

本研究共分六章，其內容概要說明於后：

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第一章緒論－說明本研究之背景、動機與目的、研究方法與流程，

以及研究範圍與限制。

第二章文獻回顧－彙整國內外相關文獻，針對加勁擋土結構之破壞相關因素予以綜合討論，並著重本土失敗案例教訓之汲取與經驗之累積，以供後續研究之參考。

第三章破壞案例描述－蒐集北台灣 11 起破壞案例，描述現場狀況，

推測原設計概要，歸納可能之破壞影響因素。

第四章破壞特徵與原因探討－以第三章所描述之 11 起實際破壞案例，與文獻資料綜合彙整，定性歸納國內加勁擋土結構常見之破壞現象與特徵，並綜合探討國內加勁擋土結構之破壞狀況及其致災可能原因。

第五章破壞與修復之案例探討－以所蒐集之其中之一案例為探討對象。首先依據現場勘察結果，推估原設計邊坡之結構配置；

其次引用工址鄰近土壤參數，代入邊坡穩定分析程式 STEDwin，求其原始設計之安全係數，並以反算分析法(back analysis)推估破壞時之土壤強度參數，據以釐清破壞原因；最後依據分析結果，研擬修復對策並比較各整治工法之優劣，

決定最適之修復方案。

第六章結論與建議－重點歸納本研究之主要成果，並對後續研究方

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向提出具體建議。

圖 1.1 研究流程

加勁擋土結構破壞之案例探討

文獻回顧

破壞案例蒐集

定性歸納並探討破壞特徵與原因

案例分析與修復探討

結論與建議

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第二章文獻回顧

本章蒐集國內外相關文獻，針對加勁擋土結構之破壞特徵與相關原因予以綜合整理與歸納，並著重本土失敗案例教訓之汲取與經驗之累積，以供後續研究之參考。

2.1 國內加勁擋土結構之本土特色

由於地域環境、工程條件與民族習性之影響，國內築造之加勁擋土結構與世界各地相較，具有下列本土特色：

1. 結構型式：

國內之加勁擋土結構多應用於山坡地，且以多階之加勁邊坡為主。近年來亦逐漸應用於垃圾掩埋場及公路加勁路堤。應用之結構型式不若國外之多元化(周南山，2000)。

2. 填築高度：

一般加勁擋土結構之高度不超過20m，然而由於國內山坡地發展之需要，臺灣歷年來加勁邊坡之高度亦迭創世界紀錄，高度超過 30m 者所在多有，且歷經強震、豪雨之考驗，尚未聞重大災損之發生(周南山，2000)。

3. 加勁材料：

以加勁格網為主且產品多已本土產製，其製程與品質亦漸臻國際

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水準，惟廠商彼此競爭激烈，低價惡性搶標時有所聞，欠缺良好市場競爭機制與合作關係(吳淵洵、唐玄蕙，2005)。

4. 填築土料：

由於砂石資源缺乏、工程成本限制，以及棄土處理困難等因素之影響，國內加勁擋土結構之填築土料均以就地取材為主，極少取運工址外之砂質土壤。國外規範多不建議使用之土壤如黏土、粉土、頁岩甚至泥岩、灰渣等均在使用之列(黃景川等人，1997；周南山，2000)。

5. 面牆型式：

國內加勁擋土結構使用之面牆主要為地工格網之植生回包式，部分則為強調耐火特性之鋼柵式以及景觀功能較佳的疊塊式(周南山，2000)。

6. 工程實踐 (Engineering Practices)：

加勁擋土結構在國內雖已行之多年，惟因其材料規格種類不一、

性質複雜各異，且相關人材之教育與訓練至今仍未普及，遑論工程經驗之累積與培養，故其相關工程實踐如規劃、分析、設計及監造等，一般工程師均無法勝任而常由加勁材料廠商統籌提供。

此與國外注重專業分工，強調責任分治之模式不盡相同，除易衍生爭議弊病，甚而可能成為結構破壞之主因(周南山，2000；吳淵

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洵、唐玄蕙，2005)

2.2 加勁擋土結構破壞原因

加勁擋土結構工法在國內外雖已行之有年且己發生不少破壞事故，惟關於失敗案例之探討並不多見。周南山(2000)及李咸亨(2000) 蒐集近年來臺灣加勁擋土結構成功與失敗之案例並就結構破壞原因詳予探討。致災原因之探討可概分為人為因素與自然因素二大方向，

其中人為因素以規劃不當居首，而自然因素則以豪雨之影響最為嚴重。本節針對國內外文獻提及之加勁擋土結構破壞原因進行整理與探討。

2.2.1 自然因素

1. 降雨：

周南山 (2000)統計 8 起加勁擋土結構破壞之原因，結果顯示大部份加勁擋土結構之失敗皆係由於豪雨入滲，造成填築土壤之強度銳減，誘發邊坡滑動之發生。破壞之案例包括高雄中山大學前十八王公廟、五股、三芝、中和、高雄某大學等。Huang (1994) 探討三起加勁邊坡之破壞原因，研究發現雖然破壞涵蓋拉出破壞、拉斷破壞，以及全面坍滑等不同模式，惟其共同致災原因皆係使用凝聚性填築土料以及遭逢高達370mm 之連續豪雨侵襲。

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2. 地震：

加勁擋土結構具有極佳的耐震效果，國內文獻案例中因地震而產生之加勁擋土結構破壞僅佔 3 例，且均為 921 集集大地震所造成者，包括暨南大學聯外道路之加勁邊坡和二座疊塊式加勁擋土牆（周南山，2000；黃景川，2001；Huang et al., 2003）。前者之破壞主要又與人為規劃不當，忽略順向坡地質構造之影響有關；

而後者則係因為疊塊式面版與加勁材間之插梢長度不足、加勁材料間距過大等人為因素所致。Tatsuoka et al. （1998）調查日本阪神地震對剛性面版加勁擋土牆之影響，結果顯示牆體雖產生明顯變位，惟並未發生嚴重之破壞。由此得知加勁擋土結構之良好耐震性能實係仰賴其是否具有週延的工程實踐行為而定。

林世偉(2000)以有限元素程式模擬加勁擋土牆動態行為，研究結果指出在動態荷重時，由於加勁材軸力增大及破壞面擴張之結果，埋設長度之增加可有效降低牆面之變形及加勁材拉出破壞之風險。而由於加勁區呈現類似剛體之行為，因此加勁區與填築區交界處，土壓力較牆體他處為低，具有張裂之潛能，故於動態荷重下，遂可能沿此處產生張力裂縫導致破壞之發生。

2.2.2 人為因素

人為因素方面，工程實踐中之規劃、分析、設計、監造、施工，

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以及使用與維護等均可能造成一項工程設施之破壞。例如規劃失實、

分析錯誤、無証設計、施工品質低劣，以及使用維護不當等(Greenspan, 1989)。評估人為影響與邊坡破壞之關係，一般而言，可自破壞模式加以判釋(徐邦棟，2001；Greenspan, 1989; Abramson et al., 2002)。

周南山(2000)探討加勁擋土結構破壞之可能人為原因如次：

1. 調查規劃失實：

大部份失敗案例皆由於調查與規劃不當或規劃欠缺周延，未詳予考量或預測使用需求。例如三芝及五股廢棄土堆置場的案例，回填的棄土高度及斜率均超過原規劃之範圍。

2. 排水設計不良：

多數的災變案例皆因排水系統設計不良而發生，其中尤以谷地填方最易發生災變。案例包括：三芝、五股、中和、高雄某大學、

林口等案。

3. 分析模式錯誤：

根據三芝、五股等案例災變之現象，顯示加勁擋土牆運用在谷地填方時，可能形成兩端鉸接而中間變形較大之「長樑效應」，致使牆體外側承受張力，產生張力破壞。

國外對於加勁擋土結構之破壞亦曾加以廣泛探討。中國大陸自 80 年代推廣加勁擋土結構以來，部份結構體陸續出現不同程度的外

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傾、外鼓、局部坍陷，甚至路面開裂等嚴重失穩或破壞現象，其原因則多歸咎於設計及施工技術之不成熟(闞剛等人，2001；楊錫武等人，

2001)。Yoo (2002)調查一座完工 6 年後發生過量側向位移的疊塊式加勁擋土牆，結果証實其破壞主要係因設計未完全符合規範所致。加勁擋土結構之破壞在美國亦曾引起若干爭議，甚而導致部份主管機關一度拒絕加勁擋土結構之使用(Scarborough, 2005)。結構破壞之主要原因為加勁土體之排水不良、負載過重，以及填築土料夯實不當 (Zornberg and Mitchell, 1994; Mitchell and Zornberg, 1995; Scarborough, 2005)。

2.3 加勁擋土結構之安全分析

加勁擋土結構之安全分析重點主要在於檢核下列四種破壞模式之短期及長期安全係數(周南山等人，2004；GEO, 2002)：

1. 內穩定破壞：

內穩定破壞係指破壞面通過加勁區者，其力學機制影響因素主要為加勁材料之強度及加勁材料與填築土料間之互制，其可能之型式如圖2.1 所示，包括拉斷破壞、拉出破壞、牆面接點(facing connection)、

面牆破壞（rupture of facing elements）、牆頂破壞（crest toppling）、層間側向破壞（block silding failure）。

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（a）拉斷破壞（b）拉出破壞

（c）牆面接點破壞（d）面牆破壞

（e）牆頂破壞（f）層間側向破壞

圖2.1 加勁擋土結構之內穩定破壞示意圖 (GEO, 2002) 2.外穩定破壞：

外穩定破壞係指破壞面通過加勁區外部者，其力學分析機制則係將加勁區視為一剛性體(rigid body)，再考量區外土壤行為變化對其穩定性之影響。如圖2.2 所示，加勁擋土結構一般發生之外穩定破壞型

(34)

式包括整體滑動、水平滑動、傾倒破壞及承載力不足。

周志剛、鄭健龍（2001）則說明加勁邊坡之外部破壞型式如圖 2.3，包括基底滑動破壞、深層整體滑動、局部承載能力不足，以及過度沉陷。

（a）整體滑動破壞（b）水平滑動破壞

（c）傾倒破壞（d）承載力不足破壞

圖2.2 加勁擋土結構之外穩定破壞示意圖(GEO, 2002) 3.複合型破壞：

複合型破壞係指破壞面通過加勁區及非加勁區者。如圖 2.4（a）

~圖 2.4（c）所示，其破壞模式為由內、外穩定破壞相互引發或同時發生所形成。

(35)

圖 2.3 加勁邊坡破壞模式(周志剛、鄭健龍，2001) 4.結構運作功能（Serviceability）劣化：

結構運作功能之檢核主要為考量加勁擋土結構體因各類型變形或材料因素而引致之服務功能劣化可能性。常見之破壞型式如圖 2.4

（d）~圖 2.4（f）所示，包括基礎整體沉陷或差異沉陷、加勁體之沉陷、超額加載、加勁材料潛變或劣化等（GEO, 2002）。

(36)

（a）拉斷、拉出破壞（d）整體沉陷

（b）加勁層間滑動破壞（e）牆面變形

（c）加勁層面滑動破壞（f）牆體移動翻轉

圖2.4 加勁擋土結構之複合型破壞及結構功能運作破壞示意圖 (GEO, 2002)

周南山(2000)統計 8 起加勁擋土結構之破壞模式。案例包括高雄中山大學前十八王公廟、暨大、五股、三芝、中和、高雄某大學、林口某社區等案。結果顯示大部份加勁擋土結構之破壞模式皆為外穩定破壞的邊坡滑動。而破壞亦可能部份穿過加勁土體，形成複合式破壞。

(37)

目前加勁擋土結構之破壞分析多藉由電腦程式進行，且以極限平衡法為主，採用極限破壞時之安全係數作為設計之控制要素。較通用的電腦程式包括MSEW、ReSLOPE、ReSSA、SLOPE/W、PCSTABL6、

STEDwin、TALREN 及 UTEXAS3 等，功能考量、價格高低不一互有利弊。國內使用者以 PCSTABL6 及 STEDwin 較為普遍，前者源自於美國Purdue 大學，可採用 Simplified Bishop 法及 Simplified Janbu 法等多種二維極限平衡法分析加勁擋土結構之穩定，且最多可分析 40 層加勁材及 20 個不同土壤層次，惟對於局部張力破壞、拉出破壞及滑動破壞等則未能分析。對於土壤與加勁材之互制、加勁土體之側向位移及沈陷量、面牆之剛性影響、加勁邊坡之施工程序等亦無法計算。STEDwin 則係 PCSTABL6 之前後處理程式，可將 PCSTABL6 程式視窗化，增加資料輸入與輸出處理之成效。雖然極限平衡法具有若干缺點，惟因其使用較為簡易，故目前加勁邊坡之分析仍以極限平衡法為主(中華地工材料協會，2001)。Abramson et al. （2002）則建議，

電腦程式計算分析結果仍須輔以實務經驗之評估與判釋，方可確保邊坡之安全。

Zornberg et al.（1998）以離心機觀察加勁邊坡之破壞機制並考量不同加勁材間距、加勁材強度及土壤剪力強度對破壞之影響。試驗結果亦與極限平衡法之預測分析加以比較，用以驗証極限平衡法之正確

(38)

性。研究結果顯示，在不同之試驗條件下，所有加勁邊坡模型均產生通過坡趾之明顯破壞面，其形狀可用圓弧、對數螺線或雙線性予以配適(fitting)，與使用極限平衡法之分析結果近似。所不同者在於離心模型之破壞起始於破壞面之中點而非極限平衡法所預測之坡趾。試驗結果亦顯示加勁材之間距對破壞面之位置並無影響，且不論填築土料之密度及加勁材之強度，破壞面之位置均差異不大。破壞時坡頂產生之沈陷則係由填築土料之性質控制，與加勁材之間距及強度無關。

2.4 降雨對邊坡穩定之影響

長久以來世界各地均曾因降雨引致之邊坡破壞造成嚴重財損及民生安全威脅(Ng and Pang, 2000; Cho and Lee, 2002; Pando et al., 2005)。相關研究指出造成此種現象的主要因素為危險坡地之人為開發或林區破壞，以及全球暖化造成之異常降雨(Abramson et al., 2002)。臺灣雨多不均，坡地管理不善，故因降雨而導致之邊坡破壞更屬罄竹難書，位於山坡地之加勁擋土結構自亦不易倖免。前人研究結果顯示，無論國內外，眾多邊坡或加勁擋土結構之破壞皆與降雨有關(周南山，2000；范嘉程、馮道偉，2003；Huang, 1994)。本節依據國內外文獻針對降雨於邊坡破壞之影響及分析模式加以探討。

2.4.1 降雨入滲之滲流機制(Seepage Flow Mechanism)

降雨時地下水之動態變化係先由地表逕流藉重力而下滲至地層

(39)

中，逐漸抵達地下位面或棲止於阻水層(aquiclude)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2.5 所示，邊坡地層中若存在阻水層，則隨著暴雨降雨量之增加及入滲，不飽和土壤可迅速趨近飽和，平行於地層地下水之累積，可造成孔隙水壓之突然增加，降低土壤剪力強度，使邊坡產生淺層失穩之現象(Abramson et al., 2002)。前人研究顯示，滲流可因地層性質之變化影響而集中於邊坡中任何地點，進而導致邊坡之破壞。影響因素包括岩土界面形狀、邊坡地形起伏、岩土滲透係數之變化，以及邊坡之人為變更等。邊坡包含特殊地層如崩積層時必須考量其所可能產生之引水或排水作用，以及因此而引致之邊坡後續穩定影響。地面乾濕交替產生之收縮裂縫，以及局部低滲透性地層阻水效應引致之棲止水(perched water)變化等均為導致淺層邊坡破壞之主要因素(Day, 1996; Abramson et al., 2002)

圖2.5 棲止水變化導致之邊坡淺層破壞 (Abramson et al., 2002)

(40)

陳漢平(2003)利用 STABL 與 ABAQUS 程式，對降雨入滲進行模擬，分析因素包括降雨強度、降雨延時、土壤之滲透性，邊坡之坡度等。研究結果說明各因素之影響如次：

1. 降雨強度：

水壓增加可能使邊坡表面產生塑性區，造成邊坡的不穩定。

2. 降雨延時：

由於水壓快速上昇，入滲之水無法排除，故隨著延時之增加，當水壓超過土壤所能容許之水壓後，邊坡即會發生破壞。此時降雨強度與降雨延時有一相乘之關係，類似邊坡之入滲容量(infiltration capacity)，故延時越久，破壞所需之降雨強度就越低，而當延時越短，所需之強度就越高。

3. 土壤滲透性：

土壤之滲透性相異，雨水入滲的速率亦不相同，而入滲速率之快慢，會對水壓傳遞之時間有很大之影響。在相同之水力坡降下，

當土壤滲透係數越低，所需平衡或破壞之時間就越長；反之當滲透係數越大，平衡或破壞的時間就越短。

4. 邊坡坡度：

當坡度越緩，入滲所增加之水壓越多，反之當坡度越陡，水壓越不易入滲。

(41)

呂明杰(2004)以有限元素程式 SEEP/W 模擬探討均勻細砂、砂土質壤土、粉土質粘土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，

當土壤之滲透性於未飽和時之滲透係數較高者，則土壤於未飽和狀態下之入滲速度較快，使得降雨入滲之影響區域較大。若土壤之滲透性於未飽和時之滲透係數較低者，則結果相反。

探討坡面降雨入滲之行為，呂明杰(2004)指出土壤於未飽和時所對應之滲透係數較高者如砂土質壤土，坡面入滲水流會影響坡頂處之滲入水流，使坡頂接近坡面處之向下入滲水流受到一側向力而改變其滲流方向，形成部份水流向遠離坡面方向流動。由此可知，當土壤於未飽和狀態時其滲透性較佳者，坡面入滲對於邊坡整體入滲具有重要之影響。

呂明杰(2004)亦發現不同滲透性之土壤邊坡其滲流速度均隨降雨強度之增加而增加，惟當降雨強度大於土壤之飽和滲透係數時，不同降雨強度於相同時間所得到之滲流速度皆相同。由此可知，當土壤邊坡承受之降雨強度大於其飽和滲透係數時，邊坡表面入滲行為即由飽和滲透係數控制，使其滲流速度不受降雨強度變化之影響，惟其分析之邊坡皆假設為均質狀況，未進行互層土層之分析，此與實際自然狀態下土壤邊坡之情形未盡相同。

(42)

王瀚衛(2004)以有限元素程式 SEEP/W 及 SLOPE/W 探討降雨及入滲對均質邊坡穩定之效應，結論說明雨水入滲時，低滲透性土坡之穩定幾無影響，對中滲透性土坡，則可在表層形成一浸潤層，而使安全係數大幅降低，且其趨勢並未隨時間停止。對高滲透性土坡而言，

安全係數隨著降雨之發生而下降，但經過一段時間之後，安全係數即趨近定值不再下降。

2.4.2 降雨入滲之影響範圍

由於降雨入滲可導致不飽和土壤剪力強度之折減，因此探討降雨入滲之影響首要者即為決定其所產生之浸潤帶（wetting band）深度。

前人研究建議浸潤帶深度可使用 Lumb(1975)提出之公式(范嘉程、馮道偉，2003；林湧群，2004)：

) S S ( n ) kt Dt ( h

i f 5

. 0

 

 ……….(2-1)

上式中 D 為土壤擴散參數(diffusivity parameter)，t 為降雨延時，

n 為土壤孔隙率，S_i為降雨前土層之初始飽和度，S_f為降雨後土層之最終飽和度。考量長期或大量降雨之情形，表層土壤可接近飽和狀態，則上式可修正為：

) S S ( n h kt

i

f 

 ………(2-2)

上式雖可簡化浸潤帶深度之計算，然而該公式使用過多假設亦導

(43)

致其計算結果無法適用許多實際邊坡之狀況。例如傾斜地面、下坡水流(downslope flow)、含水層之差異性等(Abramson et al., 2002)。

呂明杰(2004)比較式 2-2 與數值分析計算結果，發現兩者存在極大差異。砂土質壤土及龍潭紅土於六種降雨強度作用下，數值分析所得浸潤深度於坡頂及坡面最大均可達約6m 深之地下水位面。而使用式 2-2 則僅為 1.05m，因此，使用 Lumb 公式計算降雨引致之浸潤帶深度時，仍必須進一步修正才能更趨完整。

如圖2.6 所示，當雨水入滲至邊坡地層時，土壤之飽和度隨之增加，負值孔隙水壓隨之下降，而地下水位則隨之上升，其隨深度之分佈與變化與地層之種類與性質具有密切關聯(見 Abramson et al., 2002，引自 GCO, 1984)。

圖2.6 降雨引致之飽和度、負值孔隙水壓與地下水位之變化 (見 Abramson et al., 2002，引自 GCO, 1984)

(44)

范嘉程與馮道偉(2003)建議考量降雨與地下水位之關係時，可將常時地下水位深度分為淺地下水位(0~-5m)、中地下水位(-5~-10m)及深地下水位(-10m)等三種情況，作為暴雨時邊坡穩定分析之依據。

應用此種分類可依不同常時地下水位深度，將邊坡土層於降雨時之飽和度分佈由地表依次分為飽和浸潤帶、僅含水量增加之未飽和入滲帶與非入滲帶等，合理簡化邊坡穩定分析時降雨、浸潤帶深度，以及地下水位之間的複雜關係。

2.4.3 降雨對邊坡不飽和土壤強度之影響

Fredlund and Rahardjo (1993) 建議不飽和土壤之強度可參考 Mohr-Coulomb 破壞準則使用下式計算：

w b a

a)tan ' (u u )tan u

( ' c

s    ……….(2-3) 上式中c’為有效凝聚力，’為(- ua)引起之有效抗剪角，ua為孔隙氣壓，uw為孔隙水壓，^b為因基質吸力(ua - uw)而對應增加之不飽和土壤抗剪角。

不飽和土壤之基質吸力可以考量成為土壤凝聚力值之增加，因此式2-3 可以修正為：

' tan ) u ( ] tan ) u u ( ' c [

s  _a  _w ^b  _a ……….(2-4) '

tan ) u (

* c

s  

_a

………(2-5) 上式中 c^*代表修正凝聚力值用以使得不飽和土壤之強度可與一

(45)

般土壤相同以Mohr-Coulomb 破壞準則加以表示。

應用式2-5 可合理解釋不飽和土壤邊坡因強度折減而產生之破壞規律。如圖 2.7 所示，不飽和土壤之修正凝聚力隨著降雨入滲造成基質吸力之降低而產生折減，終致於破壞之發生（Abramson et al., 2002）。

圖2.7 基質吸力降低而導致修正凝聚力之折減 (Fredlund and Rahardjo, 1993)

Abramson et al. (2002)說明降雨造成邊坡破壞之原因係由於地表逕流之沖刷、侵蝕、地下水浸潤所增加土體之自重與飽和度，以及孔隙水壓上升或滲流壓力增加等作用所降低之土壤剪力強度。此種影響尤以不飽和土壤邊坡發生破壞之機率為最，因此降雨所產生之入滲對於不飽和土坡穩定之力學與物理行為之影響均已引起廣泛的探討(Ng and Pang, 2000)。研究結果顯示，邊坡於降雨時之穩定與環境變化具有密切互動關聯，其中不飽和土壤即為邊坡與環境互動之界面。邊坡

(46)

穩定分析必須將飽和與不飽和土壤作一整體分析方可了解其正確之安全性(Rahardjo, 2003)。

降雨入滲之過程中，地表逕流之滲水短期內首先將於不飽和之地層內形成飽和浸潤帶，從而引致不飽和土壤抗剪強度之立即折減，因此暴雨分析除應考量長期狀態地下水位之上升外，另應計算因地表逕流滲水所形成之飽和浸潤帶深度及其因此對土壤不飽和強度參數所造成之短期狀態折減(周南山等人，2004；Cho and Lee, 2002；Abramson et al., 2002)。

由於降雨所引致之邊坡破壞多為平行坡面之淺層坍滑，顯示對於不飽和土壤而言，此種短期狀態之強度折減實為多數邊坡於暴雨後破壞之主因(Abramson et al., 2002; Cho and Lee, 2002)。范嘉程、馮道偉 (2003)認為傳統邊坡穩定分析的方式並未考量降雨時雨水入滲使得不飽和土壤中基質吸力降低導致強度折減對於邊坡穩定之影響。目前國內關於邊坡暴雨分析之模擬多以地下水位上升之方式為之，然自降雨於邊坡強度之影響方式而言，此種假設與實際狀況並不相符，實有加以檢討之必要。

范嘉程與馮道偉(2003)綜合前人之研究指出，隨含水量或飽和度之增加，土壤之凝聚力會大幅降低。降低之程度應與土壤之基本性質有關，如塑性指數、粒徑，以及初始含水量等。如缺乏土壤試驗資料，

(47)

則建議採用 20%~30%之凝聚力。此外，土壤飽和度之增加對土壤之摩擦角亦略有影響，惟其折減程度尚待進一步探討，目前初步建議暫可忽略摩擦角因飽和度而產生之變化。

圖2.8 說明紅土之無圍壓縮強度與飽和度具有密切之關係。馮道偉等人(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 紅土無圍壓縮強度與飽和度之關係(馮道偉等人，2003) 陳爾義(2001)以三軸壓密不排水試驗推求崩積土飽和剪力強度與浸潤時間之關係。試驗發現，崩積土試體在浸水一段時間後，產生有效摩擦角下降而有效凝聚力則上升之趨勢，且細料含量愈少者，其變化幅度愈大。上述試驗結果與范嘉程、馮道偉(2003)之建議不同，

由此顯示試驗條件與試體飽和度影響強度參數之變化至鉅。

UnconfinedCompressionStrength（kPa）

(48)

～

葉信富(2004)針對地下水位、土壤單位重、土壤凝聚力、土壤摩擦角及邊坡坡度等邊坡性質因降雨之影響可能造成之不穩定因子，利用邊坡穩定分析程式STEDwin 進行敏感度分析，探討各因素對邊坡穩定性之影響。研究結果顯示，土壤內摩擦角之變異性對邊坡穩定影響最大，邊坡坡度之變異性影響次之，再次為地下水位抬升、土壤凝聚力及土壤單位重。

2.5 加勁擋土結構之材料

2.5.1 加勁材長度

加勁材長度（L_d）之設計正確性與加勁擋土結構之安全具有極密切之關係，其決定基本原則為必須超過加勁結構之可能破壞面並延伸足夠長度埋入穩定層。周南山等人（2004）指出，加勁材長度不足是台灣發生若干加勁擋土結構破壞之主因，並建議最小加勁材長度如次：

1.單階加勁擋土結構：

L_d

=

0.75H(非凝聚性填築土料) ~ 1.0H(凝聚性填築土料^★) (H 為廣義牆或邊坡高度)

(^★：紅土礫石層屬凝聚性土料)

由於粘土較砂土易受雨水飽和之不利影響而發生破壞，特針對粘土為填築材料之加勁擋土結構訂定較高之長度標準。

(49)

2.多階加勁擋土牆結構：

若多階加勁擋土結構之總高度小於10m 時，可依單階加勁擋土結構處理；超過10m 時，需視個案進行分析設計。

3.挖方或半挖半填擋土結構：

L_d視個案另行設計，若因地形限制，可以土釘或地錨補強。

若採用回包式牆面，回包之長度(不計牆面部份)應至少 2.0m，以避免因地震或側向變形較大時造成回包部份脫落。

林世偉(2000)使用有限元素法建立加勁擋土牆數值模型，進行靜動態反應分析，結果顯示加勁材埋設長度在滿足靜態穩定之條件下，

增加埋設長度對牆體安全影響不大；但於動態荷重下，由於加勁材軸力增大及破壞面擴張之結果，埋設長度之增加可有效降低牆面之變形及加勁材拉出破壞之風險。由此顯示埋設長度對牆體受震反應具有重要之影響。探討二者差異之原因，推測應為靜態時加勁材之長度並未全部提供加勁功能，加勁材末端受力並不明顯，此時增加埋置長度只是增加無效段之長度，並無法提供加勁效果。但於動態反應下，加勁材所受之軸力較大，軸力可傳向加勁材末端，此時加勁材長度愈長，

愈能提供加勁之功能，故埋設長度於動態時對牆體之變形行為有重大之影響。

黃毓棋(2004)以簡易 Bishop 法及修正 Bishop 法發展一套視窗化

(50)

邊坡穩定分析軟體，進行邊坡穩定之參數影響分析，並利用STABL 6H 做程式正確性之驗證。分析結果顯示，加勁材間距較加勁材長度對邊坡穩定性之影響為大。而在加勁材的配置方式中，下層加勁材的長度對邊坡穩定性的影響大於上層加勁材長度的影響。研究結果建議當加勁材配置較緊密時，在不增加加勁材的配置總長度下，可利用增加下層加勁材長度，適度減少上層加勁材長度的方式，以提昇整體安全係數。

2.5.2 填築材料

1.填築土料之選取與基本要求：

填築土料之性質攸關加勁擋土結構安全至鉅，表 2.1 為周南山等人（2004）依據國內加勁擋土結構設計與施工之經驗，並參考實際破壞案例，以及考量環境與生態之影響，所建議之填築材料規範值。

台灣目前之加勁擋土結構基於經濟考慮、棄土不易、砂石日漸稀少及土方平衡、環保要求等因素，常就地取材作為填築土料。除了腐質土等不宜土料外，幾乎大部分的現地土壤（包括泥岩）均曾應用於加勁擋土結構。凝聚性土壤作為填築土料，成功之案例固多，亦有不少失敗之實例，端視阻水、排水設施是否有效及夯實是否確實而異。

此外，凝聚性土壤材料的潛變行為亦是應用上需注意的問題。在設計時須考慮萬一排水失效，凝聚性土壤因飽和而強度降低之後果，故在

(51)

選擇參數時應較為保守。例如凝聚力（c 值）若可能因飽和而喪失時，

即需予以忽略或僅假設一甚小值代替（周南山等人，2004）。

林世偉(2000)以有限元素程式模擬加勁擋土牆動態行為。研究結果顯示，於牆高較低時，粘土回填料若於最佳狀態夯實，則其牆面變形、側向土壓力及加勁軸力等，均較砂土所得者為低，惟其遇水弱化後，則變形量劇增，因此使用粘土作為填築材料時，應注意其夯實含水量及完工後之截排水設施。

表2.1 加勁擋土結構之填築土料建議規範值（周南山等人，2004）

加勁擋土結構種類

填築土料及配規格

第一類加勁擋土牆（傾角≧70°）及屬極重要結構之加勁邊坡（Ⅰ）

第一類加勁邊坡(Ⅰ) 45°＜θ＜70°）

及屬重要結構之加勁邊坡

（Ⅱ）

第三類加勁邊坡（Ⅱ）

θ＜45°

最大粒徑（mm） ≦125 ≦125 ≦125

LL（﹪） - - ≦50

PI（﹪） ≦6 ≦15 ≦25

125mm 100 100 100

4.75mm（4 號篩） 20-100 20-100 0-100 0.425mm（40 號篩） 0-60 0-70 0-100 通

過

﹪

0.075mm（200 號篩） 0-20 0-30 0-100

可能符合上述要求之統一土壤分類

GW、GP、GM、

SW、SP、SM

GW、GP、GM、

GC、SW、SP、

SM

GW、GP、GM、

GC、SW、SP、

SM、SC、ML、

CL 2.夯實土壤之濕陷（Hydrocollapse）：

夯實土壤為築造加勁擋土結構之必要構材，然而在此方面之相關

(52)

研究長久以來均較偏重於土壤強度之影響，但在事實上即使是在施工品質控制良好之情況下，夯實填土仍可能因土壤種類、填方厚度、外載荷重、土壤含水量及環境變化等因素而發生程度不等的濕陷，因而對夯實構體或其相關設施可能產生相當嚴重的負面影響（吳淵洵等人，1997）。

依據吳立炫（2000）之整理，濕陷之定義為於乾燥環境下沉積或經人工夯實之土壤，於不飽和狀態下因水分之浸入而導致其結構坍陷，體積產生壓縮之變化。一般的夯實填土，均是在不飽和之狀態下完成，因此其土壤結構並未經水分充分作用。換言之，土壤的顆粒與顆粒間仍然是液、氣體共存；而傳統大地工程之觀念亦多認為，夯實填土完成之後的土體結構並無沉陷上的問題，而較少加以防範，使濕陷常在大雨之後或完成後處於長期浸水之狀態下發生。

影響濕陷性之主要因素包括土壤種類、浸水前含水量、初始乾密度、夯實度及所承受的荷重。對夯實土壤而言，受水入浸產生濕陷前其含水量和夯實度，決定了其日後之濕陷特性，而在填土工程不斷進行的過程中，其飽和度、土體結構及荷重亦隨之而改變，故有關夯實過程的改變亦要加以注意（吳立炫，2000；張育維，2001）。

依據吳淵洵等人（1997）之研究，濕陷之產生是由土壤組成及結構、含水量、夯實度和荷重等因素交互作用所造成。所有夯實填土均

(53)

可能產生不等程度的濕陷且一般而言，細料含量愈多，濕陷性愈大。

濕陷大致隨夯實時之含水量及夯實度之減少，夯實後荷重之增加而增加。抑止濕陷之產生必須將所有影響因素納入考量，僅控制其中單一因素並無法完全成功，惟由研究可知含水量及夯實度是影響濕陷之最主要因素。相關試驗研究亦已證實，提高夯實含水量及夯實度即可有效降低砂質土壤產生濕陷之可能（吳振福，1999；吳立炫，2000；張育維，2001）。目前有關濕陷之量测方式，依據吳立炫（2000）之說明，可參照 ASTM D5333 之規定，將預定含水量之重模試體，於壓密儀中依序施加至預定垂直應力後，再將水浸入試體。針對水浸入前後造成試體體積產生的變化，定義濕陷指數（I_e）及濕陷潛能（I_c）。

濕陷指數(I_e)：當所受的荷重應力依序加載到達 200 kPa 時，此時試體因浸水而產生體積上的變化，即定義為濕陷指數I_e。在工程上可藉由濕陷指數的大小而加以分類以供量化濕陷程度的描述（表 2.2）。

濕陷潛能(I_c)：土壤在依序受到各級荷重應力時，因浸水而產生體積的變化，量化土壤在不同荷重下因水的浸入而產生濕陷的程度。

依據表2.3 可由濕陷潛能分類其嚴重性。

I_c 之計算方法如下：

 

^%

100

0 100

0 

 

 

 

 

 



d d d d d d

I

^f ⁱ ^f ⁱ … … (2-6)

(54)

其中

d=測微計讀數， mm

d₀=設定接觸應力（ seating stress）時的測微計讀數 h₀=初始試體高度， mm

d_i=施加至預定應力後，浸水前的測微計讀數， mm d_f=施加至預定應力後，浸水後的測微計讀數， mm (d_f-d₀)/h₀=施加至預定應力後，浸水前的應變

(d_f-d₀)/h₀=施加至預定應力後，浸水後的應變濕陷潛能亦可以下式表示：

(%) 100

0





 



 

h

I

_c

h

………..（ 2-7）

Δh＝浸水後試體高度的改變 h₀＝試體初始高度

或以孔隙比之方式表示：

(%) 1 ₀ 100



 







 

e I

_c

e

………..…..（ 2-8）

Δ e＝浸水後改變的孔隙比 e₀＝初始 (重模試體 )孔隙比

(55)

表 2.2 濕陷指數的分類（吳立炫， 2000）

濕陷程度濕陷指數 Ie，%

正常(None) 0

輕微(Slight) 0.1 至 2.0 輕度(Moderate) 2.1 至 6.0 輕度嚴重(Moderate Severe) 6.1 至 10 嚴重(Severe) >10

表2.3 土壤濕陷可能性分級標準（吳立炫，2000）

濕陷潛能 I_c (%) 嚴重性

0 – 1.0 安全

1.0 – 5.0 略有危險 5.0 – 10 危險 10. – 20 高度危險

I_c

..>

20 極度危險

2.6 加勁擋土結構破壞之修復

加勁擋土結構為柔性構造，因此其破壞之發生，一般而言，為一逐漸形成之過程，與傳統鋼筋混凝土擋土牆不同，因此當加勁擋土結構出現較顯著之變形或產生裂縫時，可以及時採取適當加固措施，阻止結構進一步之惡化。王松根等人（2001）之研究指出，對於失穩的加勁擋土結構，最簡單的處理方法是在牆體外側壓土或附加一個重力

(56)

擋牆作為外支撐，但這將直接導致加勁土擋土牆的主要優越性喪失，

不但工程量巨大，又需要佔用土地，除非緊急搶險，否則上述方案不能採用。任何擬採用的加固方案必須滿足以下條件：

1. 不能破壞原工程的基本結構：所實施的加固方案既能完全保留加勁土擋土牆的既有優越性，又能保證不影響其使用功能。

2. 具有較佳的工程條件：加固方案不影響主結構設施之安全營運，且施工技術相對簡單，工程造價及工期亦均優於其他加固方案。

楊錫武等人（2001）依其工程經驗建議，依據加勁擋土結構破壞原因之不同，可參考以下措施進行加固：

1. 地錨型框加固：主要適用於處置牆體由於側向土壓力過大而導致的牆面變形與開裂破壞。型框範圍可以根據牆體變形破壞情況，佈設在發生大變形破壞的範圍或整個牆面上。地錨的數量和型框結構尺寸則根據牆體承受的側向土壓力而定。

2. 綜合加固：主要適用於整治地基不均勻沉陷導致的牆體開裂破壞，以及由於地基深層承載破壞或全面坍滑導致的加勁擋土牆的結構體失穩。對地基和牆面同時進行加固，牆面採用地錨型框。地基的加固處置方法較多，根據其地質和變形破壞原因可採用灌漿或預壓等方法進行加固。

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第三章破壞案例描述

本章描述蒐集案例之現場概況、工程概要以及破壞原因之可能性推論。由於不同案例取得相關工程資料難易程度不一，因此描述程度深淺亦視個案而定。此外，鑑於失敗原因可能事涉責任歸屬及法律訟爭，因此文中均暫隱工程名稱，以避免爭議。

3.1 失敗案例探討之必要性

土木工程安全為民生福祉之所繫，其中尤以大地工程為甚。提昇工程安全技術固然可以得自正面的學術理論研究與實務經驗培養，然而大地工程之成功實踐，正確之本土經驗影響至鉅。失敗案例的警示作用較成功案例正面經驗的示範作用，更具體而直接的說明失敗的孕育、發生、發展及消亡規律，因此依據失敗案例之反面探討，更可供工程人員汲取教訓、累積經驗，進而採取科學、有效、適時與積極之相應對策，提昇工程水準，預防失敗之發生。加勁擋土結構工法在國內外雖已行之有年且己發生不少破壞事故，惟關於失敗案例之系統化探討並不多見。有鑑於此，本研究蒐集北台灣地區近年來11 起關於加勁擋土結構之實際破壞案例，執行現場勘察與相關工程實踐之定性探討，推演破壞之可能原因，歸納各項影響因素，以期釐清工程失敗之關鍵，提供相關工程界參考。

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3.2 案例描述

3.2.1 案例 1-新竹縣北埔鄉某道路邊坡崩塌

1.工程概要：

本案位於新竹縣北埔鎮之某聯外道路，道路設計為雙向車道，路寬約為16 m，為某風景區之主要聯絡道路，假日交通流量極為頻繁。

本路段為一半堤半塹完成之道路，採上邊坡土方填築道路基礎。崩塌路段為一彎道，崩塌處為一以加勁擋土結構築造之下邊坡，坡度約為 70。坡頂地面建物有一三合院式民宅，餘則為人行步道、綠地及停車場，坡趾下方則緊鄰野溪且位於凹岸攻擊側(照片 3.1~3.2)。道路上邊坡具有明顯滲水情形，顯示此地地下水豐富，並已造成部分邊坡沖蝕破壞。

2.原設計概述：

本案之原設計依現場勘察，為一坡距比1:0.3(V:H)之三階植生回

照片3.1 崩塌之道路邊坡與道路照片3.2 加勁邊坡坡趾位於野溪凹岸

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包式加勁邊坡。使用玻璃纖維加勁格網，層間垂距為 50 cm，埋置長度約為10 m（第一階）、6m（第二階）及 3m（第三階）。

3.破壞過程概述：

崩塌路段於民國93 年 2 月初大雨後即曾出現寬約 20 m 之小幅坍方，工程單位隨即修復，並於崩塌之加勁邊坡坡趾前增設一道8m 高之重力式擋土牆加固。然於同年8 月下旬，艾利颱風夾帶連續四天之豪雨侵襲後，同一工程距此邊坡約50m 之另一路段隨即發生全面性之崩塌。此次崩塌範圍寬度達80m，長度約為 15 m，崩塌平均深度約為15 m，崩塌量估計約 9,500m³。崩塌外形如圈椅狀，破壞類型則似圓弧滑動(照片 3.3)。滑動方向約為東西方向，自路面朝坡趾方向分成3~4 階呈扇形散開。冠部主坍壁相當明顯，呈一高差約 5 m 的陡坡，冠部後方瀝青混凝土路面亦出現明顯平行道路方向之張力裂隙與路面沈陷。滑動體頭部除南側仍殘留加勁土體外，餘均為原地層，而殘留之加勁格網亦呈現拉扯斷裂現象，顯示破壞面應位於加勁土體與原地層之界面或界面之後方(照片 3.4)。崩塌之累積材料(accumulation mass)為含水量相當高之棕褐色至棕黃色之砂質土壤，其間並混雜崩落之地表植被、瀝青混凝土路面、人行步道之殘渣與電力、通訊管線及其共同管道結構之破碎塊體 (照片 3.5~3.6)。崩塌殘餘土之累積區表面未見加勁土體，研判崩塌曾多次發生，以致較深層之土壤覆蓋接

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近坡面之加勁土體。

4.破壞原因之推論與探討：

本案為一加勁擋土結構外穩定型之全面破壞，顯示破壞之原因可能以區域型因素之影響為主。依據現場勘察以及資料研析結果，本案之破壞原因可分成自然因素與人為因素二方面加以檢討：

（1）自然因素：

a.降雨：根據中央氣象局之日雨量紀錄（圖 3.1），本路段崩塌前適逢連續豪雨，最大單日降雨量趨近200mm 左右，上邊坡及路面匯集大

照片3.3 破壞類型似為圓弧滑動照片3.4 加勁邊坡之破壞面約位於界面處

照片3.5 破碎之地面殘渣照片3.6 倒塌之電力線路

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量逕流及地下水至崩塌路段之加勁填方區，經連日持續作用，造成土壤剪力強度降低。此外，暴雨後河水水位之急洩（rapid drawdown）

也可能是坡趾破壞原因之一。

b.河岸侵蝕：豪雨造成坡趾處溪水暴漲，沖刷坡趾同時浸潤土體，導致邊坡呈失穩狀態。

（2）人為因素：

a.排水設計：豪雨時路面排水系統渲洩不及造成漫流，地表逕流因道路坡度之關係均流入加勁區，而排水設計未能考量此項因素。此外，

坡緣設置土堤植栽及坡頂鋪設透水路面之設計方式，復使大量漫流雨水得以迅速滲入坡體，且現場地下水本就豐沛，在在使得加勁土體後方之滲流量與一般條件不同，而本案加勁邊坡之排水系統顯然並未依實際需要調整，導致排水能力嚴重不足。

b.分析：本案為暴雨後所發生之整體滑動破壞，由現場觀察最頂部

195.5

0 50 100 150 200 250

8/1 8/4 8/7 8/10 8/13 8/16 8/19 8/22 8/25 8/28 日期雨量(mm)

崩塌發生日期(8/25)

雨量(mm) )

圖3.1 案例 1 之崩塌前雨量紀錄(中央氣象局，2005)

(62)

之加勁層格網埋置深度僅約3m。此與前人研究之建議值不符（周南山等人，2004），而破壞之發生亦足以反証加勁格網設計長度不足。

c.施工監造：半挖半填構築之加勁結構，於原土層與加勁結構之界面需以階梯方式開挖並確實夯實填築土料，以避免形成邊坡之弱面。

觀察裸露之破壞面，推測原邊坡之施工並未注意此項重點。

3.2.2 案例 2-新竹縣寶山鄉某道路邊坡崩塌

1.工程概要：

本工程為新竹縣寶山鄉某道路之下邊坡，曾於民國90 年納莉颱風來襲時發生崩塌，以加勁工法修復後，再次於民國93 年艾利颱風期間因連續豪雨造成全面破壞。破壞範圍寬度約70m，長度約為 10m，深度約為 19m。坍塌體直落鄰側約 50m 深之山谷。坍塌界面深峻陡峭，形似平面滑動破壞。另外，崩塌裸露面清楚顯示此處道路鋪面曾重複填鋪面厚達50cm，研判此路基崩塌前已產生嚴重之下陷。

滑落山谷之加勁土體尚稱完整，大多由格網搭接處平整切斷（照片 3.7）。

2. 地質概況：

本案之地質狀況依現場破壞之裸露面可明顯觀察得知其地質剖面為典型新竹頭嵙山層岩相之砂泥岩層。地層分佈狀況由上而下大致分為：（1）表土層，為黃棕色粉質細砂，含微量黏土，統一土壤分類

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