連續壁施作過程影響因素之數值分析

□陳水龍／國立台北科技大學土木與防災研究所　副教授、國立金門技術學院副教授兼教務長(借調)
□廖庭蔚／國立台北科技大學土木與防災研究所　碩士
□王麒瑋／國立台北科技大學土木工程系

摘要
        根據國內外不同案例的現地監測結果顯示，連續壁施工引致之地盤變位量，最大可達主體開挖所引起的總變位量30%~50%，根據上列所述可知連續壁構築過程對鄰房建物有一定的影響，然而影響連續壁構築過程造成土體位移量的因素甚多，這些影響的諸多變數甚難控制。本文使用有限元素法軟體PLAXIS 3D ，以楊玲玲【1】的台北都會區工程站南港CN253A標驗証，可得知混擬土施作階段以第三洗刀的B3階段最危險。本文再針對台北松山層淡二區土層，進行連續壁施作過程影響因素分析，根據成果發現，連續壁單元厚度W與單元深度D對連續壁槽溝的地盤位移與槽溝穩定性影響不大。而對連續壁槽溝影響極大的參數包括：單元長度L、穩定液與地下水位液壓差△h、現地機具工作載重施作過程等。

一、前言

         連續壁工法其剛性大、水密性佳，且可成地下結構體的一部分，為國內常見的深開挖擋土結構，一般採用連續壁作為擋土工法的基礎工程，在施工時以大底開挖最為大家重視，在深開挖階段所造成的應力傳遞機制與地盤變位研究，於前人的努力下已有充分的成果，不過有關台灣地區連續壁施作過程影響因素的研究與資料並不夠充足，因此藉由數值分析結果藉此瞭解各因素變化對連續壁槽溝穩定性與地盤變位的影響，期望能建立一套有效的槽溝壁面穩定分析方法，以評估連續壁在各施工階段的安全性，並依此針對安全性較差區域研擬解決對策，確保連續壁品質，避免損鄰事件發生，皆為設計者與工程人員之重要課題。

二、參考文獻

         本文針對國內外文獻，由現地試驗、現地監測資料、室內實驗、數值分析及理論解，進行蒐集與彙整，由國內外不同案例的現地監測結果顯示，連續壁施工引致之地盤變位量，最大可達主體開挖所引起的總變位量30%~50% 。但國內外的文獻對於連續壁構築過程中的安全性與造成的地盤變位情形較少觸及。然而影響連續壁構築過程造成土體位移量的因素甚多，這些影響的諸多變數甚難控制，對周邊鄰產所造成的危害也有著相對關係。

三、數值分析於連續壁施作過程之探討

(一)案例簡介
         本文以PLAXIS 3D【2】 模擬連續壁施作過程，使用方法採用廖庭蔚【3】，共5階的分析步驟，將開挖階段分為三刀（B1∼B3階段），灌漿時一次注入液態混凝土（C1階段），最後為壁體完成（C2階段）五個分析階段。案例分析採用楊玲玲【1】的台北都會區捷運工程站南港線CN253標進行比對。所使用之穩定液與混凝土相關參數，如表一所示。且使用之土層參數參考楊玲玲【1】、黃立煌【4】、陳厚銘【5】、劉泉枝【6】等相關研究，整理如表二所示。而關於CN253A標為單一連續壁試驗單元監測研究，其尺寸W×L ×D=1m×6m ×30.5m。簡化土層資料，如圖一所示。
(二)分析結果
         如圖二所示，以y軸為安全係數;x軸為位移的絕對值，在不同階段槽溝整體的安全係數分析之結果，可以發現隨著第一實刀的B1階段至第三洗刀的B3階段，其安全係數逐階下降，最危險的階段為B3的FS=1.3，隨著液態混凝土的注入(C1階段)安全係數恢復至FS=5。

四、連續壁槽溝施作影響因素之分析

         依據圖二所示得知連續壁施作過程以第三洗刀的B3階段最危險，故本章使用第三章的CN253A標之T2淡二區松山土層參數，將連續壁槽溝的長度、寬度、深度、穩定液與地下水位液壓差及現地機具載重等影響因素進行模擬分析，希望藉此瞭解各因素變化對連續壁槽溝穩定性與地盤變位的影響，期望能建立一套有效的槽溝壁面穩定分析方法，以評估連續壁在各施工階段的安全性，並依此針對安全性較差區域研擬解決對策，確保連續壁品質，杜絕損鄰事件發生。
(一) 連續壁槽溝不同長度開挖長度之分析
         為瞭解單一的連續壁槽溝單元長度，對槽溝壁面穩定性與造成的地盤變位情形，依據連續壁最大單元長度L不超過8m之原則曾子儀（2005），以連續壁單元寬度W＝1m、深度D＝30m與L＝4m、6m、8m，土層地下水位固定於地下深度0.7m（如圖三所示）之假設條件進行分析，以模擬探討出影響因素L的影響性。
         分析結果如圖四所示，於A-A′斷面(參考圖三所示)在B3階段槽溝的側向位移（z向），隨著單元長度L的增加而增加，成正比的關係。其中在L＝4m時，最大側向位移（z向）約為8mm、L＝6m時，最大側向位移（z向）約為12mm及L＝8m時，最大側向位移（z向）約為16mm，由趨勢與數據來看，連續壁的單元長度L明顯的影響著槽溝穩定性，隨著L的增加槽溝的穩定性將有越多的風險。如圖五所示，於A-A′斷面在C2階段的側向位移（z向）趨勢，由於受到雙線性液態混凝土的影響，在深度4.6m以上其被動趨勢的側向位移（z向）隨著連續壁單元長度L的增加而增加，成正比之趨勢。在深度4.6m以下的主動趨勢側向位移量相較於前者，受單元長度的影響則較小。預料這是因為雙線性液態混凝土在深度4.6m以上液壓力 為 ，在此深度以上的土水壓力將小於液態混凝土的液壓力分佈，隨著單元長度L的增加，分佈於槽溝深度4.6m以上的液壓力也將越大，故於槽溝中央量測到的側向位移（z向）往被動趨勢方向移動的量也將越大;在深度4.6m以下的液壓力方程式為 ，液壓力受深度的影響減小，但是隨著深度的增加，土水壓力漸漸變大，直到接近液態混凝土液壓力，造成土體由原本的被動趨勢逐漸回復至靜止狀態，故此在深度4.6m以下的側向位移量受到單元長度的影響將較小。
         由圖六發現，當L＝4m時，安全係數FS=1.9、L＝6m時，安全係數FS=1.5及L＝8m時，安全係數FS=1.3。槽溝整體於B3階段的安全係數，隨著單元長度的增加而減少，連續壁單元長度L與安全係數成反比，而經由側向位移量、垂直位移量及安全係數的分析可以清楚的知道，連續壁單元長度L與槽溝壁面穩定性有著直接的關係，且當L增加時，槽溝壁面的穩定性將越差。
(二) 連續壁槽溝不同開挖寬度之分析
         為瞭解單一單元的連續壁寬度，對槽溝壁面穩定性與造成的地盤變位情形，本節地下水位固定於地下深度0.7m，以連續壁單元寬度W=0.8 m、1m、1.2m、1.4m並固定深度D＝30m與L=6m之假設條件進行分析（如圖七所示），以模擬探討槽溝寬度W的影響性。
         在A-A′斷面(參考圖七所示)，於B3階段不同連續壁單元寬度下深度與側向位移（z向）之關係，如圖八所示，側向位移（z向）並不隨著連續壁單元寬度的增加而增加，顯示出在B3階段槽溝單元寬度的增加與否對槽溝穩定性並沒有太大的影響。同樣的在C2階段也顯示出同樣的趨勢，如圖九所示，C2階段隨著連續壁單元寬度的增加，其側向位移量差異性極小並不隨著單元寬度的改變而有太大的變化。
(三) 連續壁槽溝不同開挖深度之分析
         為瞭解單一單元連續壁深度，對槽溝壁面穩定性與造成的地盤變位情形，本節地下水位固定於地下深度0.7m，以連續壁單元寬度W＝1m而深度D＝30m、35m、40m、45m與L＝6m之假設條件進行分析（如圖十所示），以模擬探討出槽溝深度D的影響性。
         如圖十所示，為A-A′斷面(參考圖十一所示)，於B3階段不同連續壁單元深度下與側向位移（z向）之關係，由圖可知側向位移（z向）並不隨著深度的變化而有大太的差異，唯最大位移處有隨著槽溝深度的增加而發生於槽溝較深處之趨勢，預料這是因為當槽溝深度增加，則槽溝底部作為主動趨勢（槽溝底部上方）與被動趨勢（槽溝底部下方某距離）的轉折點將向下增加所致，故可知在B3階段，單元深度的增加對側向位移量的影響不大，但是將與槽溝底部最大側向位移量轉折點的發生位置成正比，單元深度越深則轉折點發生處越深。這樣的結果與李安叡【7】以FLAC 3D軟體的分析相一致，是一個可信的分析結果。在A-A′斷面於C2階段不同連續壁單元深度下與側向位移（z向）之關係，如圖十二所示，C2階段的側向位移量除趨勢與B3階段不同外，其深度參數的關係與B3階段是完全相同的。根據上述分析發現，單元深度對於槽溝底部的位移轉折點發生位置有較大的影響性。
(四) 連續壁不同穩定液與地下水位液壓差之分析
         為瞭解穩定液與地下水位液壓差，對槽溝壁面穩定性與造成的地盤變位情形，本節以連續壁單元W×L×D＝1m×6m×30m，將穩定液液面維持於地表面，並藉由降低地下水位使液壓差分別為△h=0.7m、△h=1m、△h=1.5m、△h=2.5m、△h =5m、△h=7.5m進行分析（如圖十三所示），以模擬探討出穩定液與地下水位液壓差△h的影響性。
         A-A′斷面(參考圖十三所示)，於B3階段不同穩定液及地下水位液壓差下與側向位移（z向）之關係，如圖十四所示，其側向位移（z向）當△h=0.7m增加至△h=2.5m時，明顯呈現主動趨勢的反比關係，當△h＜2.5m時，△h越大側向位移量越小，而當△h=5m及△h=7.5m時側向位移（z向）則轉為被動趨勢，換言之當△h＞2.5m時，△h與側向位移量將呈現被動趨勢的正比關係。預料這是因為連續壁施作過程的穩定，是由穩定液液壓力抵抗土水壓力，當地下水位降至與穩定液液壓差超過2.5m時，穩定液的液壓力將大於土水壓力故呈現被動狀態的趨勢，這樣的趨勢與灌注混凝土時的『恢復現象』【8】相同，對槽溝壁面的穩定性具有正面的幫助，由此可知只要使穩定液與地下水位液壓差超過2.5m後，槽溝穩定性將趨於安全，這樣的現象與文獻相符合，是一個令人滿意的分析結果。A-A′斷面於C2階段不同穩定液及地下水位液壓差下與側向位移（z向）之關係，如圖十五所示，在C2階段的側向位移（z向），於深度17m以上一致呈現被動趨勢的正比關係，也就是說當△h液壓差越大則被動趨勢的側向位移量將越大。
         如圖十六所示，在B3階段槽溝整體的安全性與液壓差△h成正比關係，液壓差越大則槽溝整體的安全係數越大，當△h＞2.5m時，安全係數與位移的關係明顯激增並產生尖峰值，與前述位移分析呼應，當液壓差△h＞2.5m時連續壁槽溝整體的安全性將較高。
(五) 連續壁槽溝與現地工作機具警戒距離之分析
         在連續壁施作過程中，工地現場有許多的機具在同一時間行進以執行各項工作，施工機械的載重對連續壁單元槽溝的穩定性具有一定的影響性，本節為瞭解現地工作機具載重，對槽溝壁面的穩定性與造成地盤變位的影響情形，以棄土用卡車、預拌混凝土車與吊車(300t)之工作載重為例，使地下水位於地下深度0.7m，以連續壁單元W×L×D＝1m×6m×30m，且將各機具工作載重距離連續壁槽溝壁面2m、4m、6m進行分析，以模擬探討出工地現場施工機械載重的影響性，並希望藉由模擬訂立出各機具行進時，與槽溝的安全警戒距離。
(1) 棄土用卡車工作載重          連續壁施作過程進行時，必須使用的機具之一為棄土用卡車，將棄土用卡車的載重以四個點載重的分佈方式施加於土體上，而點載重與槽溝的相對位置，如圖十七所示。A-A′斷面(參考圖十七所示)，於B3階段棄土用卡車點載重及不同槽溝壁面距離下與側向位移（z向）之關係，如圖十八所示
，當棄土用卡車點載重距離槽溝壁面2m時，其於地表面深度5m（1/6D）以上的側向位移（z向）與未施加載重的側向位移量差距較大，在距離壁面2m後的棄土用卡車工作載重，則對槽溝壁面的側向位移量影響很小。
         B-B′斷面上B3階段棄土用卡車點載重及不同槽溝壁面距離下，垂直位移與x向不同槽溝中心距離之關係，如圖十九所示，同樣的除了距離槽溝2m的垂直沈陷量較大以外，在距離大於2m後的棄土用卡車工作載重，對槽溝的垂直沈陷影響將很小，且其最大位移皆發生於槽溝中央，並皆以碗狀的方式向下沈陷，觀察圖中趨勢變化可以發現，在B3階段B-B′斷面上的地表垂直沈陷量，於距槽溝中心12m(2L)後幾乎無影響。
         C-C′斷面上B3階段棄土用卡車點載重及不同槽溝壁面距離下，垂直位移與z向不同槽溝壁面距離之關係，如圖二十所示，在工作載重距離槽溝壁面2m時沈陷量最大，於距離壁面大於2m後影響漸小，而在各沈陷曲線上可以發現明顯的轉折點，各沈陷轉折點即為工作載重施加位置，且其最大位移皆發生於槽溝壁面，並皆略以三角槽狀的方式向下沈陷，觀察圖中趨勢變化可以發現，在B3階段B-B′斷面上的地表垂直沈陷量，於距槽溝中心20m(2/3D)後幾乎無影響如圖二十一所示，在B3階段槽溝整體的安全性及棄土用卡車點載重與不同槽溝壁面距離的關係，隨著工作載重與槽溝壁面距離的增加而增加，成正比關係。其中以距離槽溝壁面2m的安全係數最低，FS=1.4左右，故依上述與安全係數的趨勢判斷出，棄土用卡車與槽溝壁面的距離不得低於2m內。
(2) 預拌混凝土車工作載重
         連續壁施作過程進行時，必須使用的機具之一為預拌混凝土車工作載重，將棄土用卡車的載重以六個點載重的分佈方式施加於土體上，而點載重與槽溝的相對位置，如圖二十二所示。A-A′斷面(參考圖二十二所示)，於B3階段棄土用卡車點載重及不同槽溝壁面距離下與側向位移（z向）之關係，如圖二十三所示，當棄土用卡車點載重距離槽溝壁面2m時，其於地表面深度5m（1/6D）以上的側向位移（z向）與未施加載重的側向位移量差距較大，在距離壁面2m後的棄土用卡車工作載重，則對槽溝壁面的側向位移量影響很小。B-B′斷面上B3階段預拌混凝土車點載重及不同槽溝壁面距離下，垂直位移與x向不同槽溝中心距離之關係，如圖二十四所示，同樣的除了距離槽溝2m
的垂直沈陷量較大以外，在大於2m後的預拌混凝土車工作載重，對槽溝的垂直沈陷影響將很小，且其最大位移皆發生於槽溝中央，並皆以碗狀的方式向下沈陷，觀察圖中趨勢變化可以發現，在B3階段B-B′斷面上的地表垂直沈陷量，於距槽溝中心12m(2L)後幾乎無影響。
         C-C′斷面上B3階段預拌混凝土車點載重及不同槽溝壁面距離下，垂直位移與z向不同槽溝壁面距離之關係，如圖二十五所示，在工作載重距離槽溝壁面2m時沈陷量最大，於距離壁面大於2m後影響漸小，而在各沈陷曲線上可以發現明顯的轉折點，各沈陷轉折點即為工作載重施加位置，其最大位移皆發生於槽溝壁面，並皆略以三角槽狀的方式向下沈陷，觀察圖中趨勢變化可以發現，在B3階段C-C′斷面上的地表垂直沈陷量，於距槽溝中心20m(2/3D)後幾乎無影響。
         如圖二十六所示，在B3階段槽溝整體的安全性及預拌混凝土車點載重與不同槽溝壁面距離的關係，隨著工作載重與槽溝壁面距離的增加而增加，成正比之關係。其中以距離槽溝壁面2m的安全係數最低，FS=1.4左右，故根據前面分析所述與安全係數的趨勢判斷出，預拌混凝土車及棄土用卡車與槽溝壁面的距離相同，不得低於2m內。
(3) 300t吊車工作載重
         連續壁施作過程進行時，必須使用的機具之一為吊車，履帶式吊車(300t)的均佈載重根據曾子儀【9】的概估方式，詳細計算過程如表3所示，評估載重面積約為80.2 m2，而均佈的工作載重與槽溝的相對位置，如圖二十七所示。A-A′斷面(參考圖二十七所示)，於B3階段履帶式吊車（300t）載重及不同槽溝壁面距離下與側向位移（z向）之關係，如圖二十八所示，吊車載重在距離槽溝壁面2m時造成極大的主動趨勢側向位移（z向），最大位移約為55mm（5.5cm）左右，隨著吊車載重遠離壁面，主動趨勢的側向位移（z向）逐漸減小，漸漸與未加載吊車載重的側向位移（z向）狀態接近。在地下深度15m(D/2)以上，可以發現吊車載重對槽溝側向位移（z向）的影響最大，地下深度超過15m後幾乎無影響。由此趨勢可以證明連續壁施作過程中，槽溝的穩定性及地盤變位，與工地現場機具載重的關係。
         B-B′斷面上B3階段履帶式吊車（300t）載重及不同槽溝壁面距離下，垂直位移與x向不同槽溝中心距離之關係，如圖二十九所示，由B3階段的垂直位移量可以發現，隨著吊車載重與槽溝壁面的距離越近，向下沈陷的垂直位移量越大，在未加載吊車載重時向下沈陷的垂直位移量約5mm，當吊車載重距離槽溝壁面僅2m時，垂直位移量則增為40mm（4cm），可見吊車載重對槽溝壁面穩定性的影響是非常大的，其最大位移皆發生於槽溝中央，並皆以碗狀的方式向下沈陷，觀察圖中趨勢變化可以發現，在B3階段B-B′斷面上的地表垂直沈陷量，於距槽溝中心12m(2L)後幾乎無影響。
         C-C′斷面上B3階段履帶式吊車（300t）載重及不同槽溝壁面距離下，垂直位移與z向不同槽溝壁面距離之關係，如三十所示，當吊車載重接近槽溝壁面2m時，地表面向下沈陷量最大達60mm（6cm），距離4m時，沈陷量最大達22mm（2.2cm），距離6m時，沈陷量最大達15mm（1.5cm），這代表吊車的工作載重對槽溝壁面的穩定性有極大的影響，其沈陷方式大致為三角槽形，並於載重施加處明顯出現沈陷的轉折點，在B3階段C-C′斷面上的地表垂直沈陷量，於距槽溝中心25m(5/6D)後幾乎無影響。
         如三十一所示，於B3階段的安全係數發現，未加載吊車載重時的安全係數為FS=1.6左右，隨著加載吊車載重與槽溝壁面距離越接近時，安全係數越低，當吊車載重距離槽溝壁面2m時安全係數FS=1.1，已接近壁面不穩定狀態，故可知於本文中300噸吊車的警戒距離必須在距離槽溝壁面2m以上，且如圖所示，當吊車載重距離壁面6m時，安全係數與未加載吊車載重之安全係數幾乎完全相同，對槽溝穩定性影響最小，故建議300噸吊車必須與B3階段連續壁槽溝距離6m以上，以確保槽溝之穩定性。

五、結論

         1. 由本分析發現對連續壁單一單元，槽溝穩定性與地盤變位影響最小的是連續壁單元寬度w及槽溝深度D，唯一較特別現象是，槽溝底部的側向位移轉折點發生處與槽溝深度成正比，槽溝深度越深則轉折點發生處也越深。
        2. 由本分析發現對連續壁槽溝壁面影響最多的是單元長度L，在各階段中明確顯示出地盤變位隨著單元長度的增加而增加，與槽溝長度成正比。
        3. 本分析的結果發現，當B3階段液壓差△h=0.7m增加至△h=2.5m，側向位移呈現主動趨勢的反比關係，△h越大側向位移量越小。當液壓差△h=5m及△h=7.5m時側向位移則轉為被動趨勢，△h與側向位移量將呈現被動趨勢的正比關係。而在C2階段的水平向位移，於深度17m以上一致呈現被動趨勢的正比關係，也就是說當△h液壓差越大則被動趨勢的側向位移量將越大。
        4. 在現地機具工作載重分析中發現，棄土用卡車與預拌混凝土車的點載重分佈，對槽溝的安全性影響較小，警戒範圍皆為槽溝壁面2m以外即可。
        5. 在現地機具工作載重分析中發現，300t吊車均佈載重的分佈方式，對槽溝側向位移量的影響在深度D/2以上，載重距離壁面越近則壁面側向位移量與垂直位移量將越大，安全性越低，藉由安全係數的分析發現，當300t吊車距離槽溝壁面6m以上，其安全係數與未加載機具載重之安全係數相近，故針對300t吊車與槽溝壁面的警戒距離本分析建議最少為6m。■

參考文獻

1. 楊玲玲，「連續壁施工引致之地盤變位探討」，碩士論文，國立台灣科技大學營建工程所，2000。
2. Delft University of Technology & PLAXIS B.V., PLAXIS 3D , User’s manual , Version 2., Material Properties, 3-29~3-44（2004）.
3. 廖庭蔚，「數值分析在連續壁施作過程上的研究」，碩士論文，國立台北科技大學土木與防災研究所，2006。
4. 黃立煌、張政展與林照順，「台北盆地松山層黏性土側壓計試驗」，地工技術，第54期，P45~54，1995。
5. 陳厚銘與謝百鐘，「以現地試驗調查基隆河新生地黏土之工程性質」，地工技術，第54期，P55~66，1995。
6. 劉泉枝與謝旭昇，「黏性土層連續壁槽溝挖掘穩定性之初步探討」，第七屆大地工程學術研究討論會，P617~628，1997。
7. 李安叡，「軟弱地盤中連續壁槽溝開挖之三向度分析」，碩士論文，國立台灣科技大學營建工程所，2004。
8. Ng, C.W.W. and Yan, W.M., “Three-dimensional modeling of a diaphragm wall construction sequence,” Geotechnique, Vol.49, No.6, pp.825-834,(1999).
9. 曾子儀，「淺談連續壁溝渠開挖之穩定分析」，中華技術，4月號，第66期，2005。
10. 淡水頂好案工程防災計畫書，建照號碼八十九年淡建字第三五一號。
11. 歐章煜，「深開挖工程-分析設計理論與實務」，科技圖書出版，2002。
12. Charles W. W. Ng,"Stress transfer and deformation mechanisms around a diaphragm wall panel"，GEOTECHNICAL AND GEOENVIRONMENTAL ENGINEERING，JULY，P638~648,(1998)。
13. Ng, C.W.W and G H Lei.,"An explicit analytical solution for calculating horizontal stress changes and displacements around an excavated diaphragm wall panel"，Canadian Geotechnical Journal. Ottawa: Aug. Vol. 40, Iss. 4; p. 780,(2003).
14. Ng, C.W.W. Rigby, D.B., Lei, G.H., and Ng, S.W.L., “Observed performance of a short diaphragm wall panel,” Geotechnique, Vol.49, No.5, pp.681-694,(1999).
15. Ng, C.W.W. Lings, M.L., Simpson, B., and Nash, D.F.T., “An approximate analysis of the three-dimensional effects of diaphragm wall installation,” Geotechnique, Vol.45, No.3, pp.497-507,(1995).
16. Poh, T.Y. and Wong, I.H., “Effect of construction of diaphragm wall panels on adjacent ground：Field trial,” Journal of Geotechnical and Enviromental Engineering, ASCE, Vol.124, No.8, pp.745-756（1999）