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一、概述 從20世紀60年代以來，國外研究者對高速滑動邊坡的研究，多數是研究由勢能-動能轉化導致的遠程高速滑動邊坡，但邊坡失穩中還有一類破壞力要超過僅由勢能-動能轉化導致的遠程高速滑動邊坡，稱為劇烈式滑動邊坡，此類邊坡滑動的特點是突然爆發，迅猛崩滑。邊坡崩塌的發生是內因(岩體特性、工程結構形式等)和外因(外界擾動類型及其特性等)聯合作用的結果。從哲學角度考慮，系統從穩定狀態向不穩定狀態轉化，是一個量變到質變的過程。當量變累積到一定程度時，系統達到臨界平衡狀態，任何微小的外界擾動都可能使系統跨越臨界點，發生失穩破壞。根據非線性科學的觀點，在臨界點處，擾動的誘發作用主要通過放大效應來實現。由於這時系統處於不穩定狀態，任何微小的擾動都會被放大，微小的擾動在臨界點附近會轉變成巨大擾動，這種巨大擾動驅動事物向新的狀態演變，這種微擾動稱為臨界微擾動失穩效應〔1〕，這種臨界微擾動失穩破壞現象往往是突發的，無前兆的非線性動力過程。 1980年，英國數學家P.T.Saunders出版?An Introduction to Catastrophe?一書，明確指出:“作為數學的一部分，突變理論是關於奇異點的理論”。突變理論的主要之點，在於觀察某系統或過程，從一穩定狀態到另一穩定狀態的躍進，所謂穩定，是指系統或過程某一狀態的持續出現，外界干擾可能使系統偏離某一狀態，產生不穩定，而干擾消除後又恢復原狀，繼續出現穩定。因此穩定性不僅指事物不變，還指事物有一定的抵抗干擾的能力。一個系統所處的狀態可用一組參數來描述，當系統屬於穩定時，表示該系統狀態的某個函數取惟一的極值(如能量取極小)，當參數在某個範圍內變化，該函數有不只一個極值時，該系統必處於不穩定狀態，從數學的角度觀察一個系統是否穩定，常要求出某函數的極值，導數為零的點就是最簡單的奇異點，或稱為臨界點，因此突變現象又稱為“不穩定奇異點”。 根據三組砂岩直接剪力試驗結果顯示砂岩剪裂面呈現韌性(ductile)性質(風化土亦會有此種現象)，既應力-應變曲線在峰值強度後依然變化平緩，不像在單軸情況下當載重達到峰值後便很快導致載重大幅下降而使得試體在短時間內失穩。此說明砂岩在受剪達峰值強度後仍然能保持相當程度上的穩定，但此時的試體內部已經出現宏觀裂紋，也就是說試體已經破壞，但不能說明它已經完全失穩。當材料的潛變在某個t時刻之前是穩定的，當進入t時刻以後的時間區域，材料會在很短的時間內發生失穩破壞。基於以上分析可知，潛變失穩破壞與砂岩直接剪力試驗單調加載的失穩破壞是兩種不同的失穩機制。潛變失穩採用突變理論進行分析，直接剪力作用下的失穩則採用材料的強度理論分析。 國道1號4k+820南下邊坡發生崩塌，根據現場崩落之土碴及岩塊堆積情形，崩落岩盤部分是完全風化岩盤，部分是高度風化岩盤，部分是中至輕度風化岩盤。崩落之土碴屬微濕狀態，崩落之岩塊為乾燥狀態，因此可知，不是因為地下水滲流壓力造成岩盤崩落。本文擬根據現場地表地質調查、高速公路路面微震動監測、鑽探岩心、破壞力學及突變理論，探討岩盤崩塌的原因及為何岩盤會突然崩塌。 二、地形與地層 崩塌邊坡位於屬基隆河北畔，基隆河在此附近呈現典型的曲流。河流兩側的地形十分不對稱，凸出的一側切割山坡，凹入的一側形成河階地。從大的角度看，這一段基隆河谷大致上是沿著區域性向斜構造(八堵向斜)的軸部蜿蜒流動。崩塌位置位於由基隆河及瑪陵坑溪沖刷岩層所形成山脊的前沿。崩落岩盤所在地層屬南港層，由厚層青灰色細粒石灰質砂岩和深灰色頁岩所組成，沉積環境為淺海相。厚層塊狀砂岩經常形成陡壁懸崖，砂岩為石屑質的混濁砂岩或亞濁砂岩。 三、邊坡崩塌現況描述 國道1號南下4k+820之既有邊坡(詳見圖3-1)為一東西走向之2階式噴凝土保護邊坡，第一階坡高約7m，坡度約70°。根據崩落後的現場露頭，崩塌區出露之南港層厚層塊狀砂岩有兩組節理，節理面均有銹染(詳見圖3-2及圖3-3)。而無銹染之張裂面是在岩盤崩落過程中因剪張力而撕裂所產生，有銹染之張裂面則是在岩盤崩落前已生成。節理面粗糙夾泥(詳見圖3-3)，節理面乾燥。崩落岩盤主控弱面詳見圖3-4，圖3-4中龜裂岩盤之裂縫在岩盤崩落過程中受到擾動而擴張。根據圖3-5土碴及岩塊堆積情形，圖3-1中之A-A剖面為完全風化岩盤，圖3-1中之B-B剖面為中至輕度風化岩盤，A-A剖面與B-B剖面之間為高度風化岩盤。     四、地表地質調查及微震動量測 地表地質調查範圍詳見圖4-1，圖中         表示現地調查露頭位置，A、B、C、D表示節理編號。露頭為青灰色厚層塊狀砂岩，層理不明顯，有兩組節理，分別為節理C、節理D，節理C的位態80/265(傾角/傾向)，節理D的位態69/337，節理持續性約1∼2公尺；露頭位於F匝道匯入萬里瑞濱線之入口沿線開挖邊坡，露頭為深灰色頁岩，露頭為青灰色砂岩，露頭為深灰色頁岩，露頭為青灰色砂岩。由於頁岩較砂岩軟弱，在褶皺過程中，剪裂面主要發生在砂岩層內，頁岩層幾乎未出現剪裂面；露頭為青灰色砂岩，露頭為深灰色頁岩。露頭為青灰色砂岩；露頭為青灰色砂岩，夾薄層泥，有一組垂直節理；在崩落岩盤處之厚層青灰色砂岩，根據現場露頭有兩組節理A、B(詳見圖3-2及圖3-3)，節理A的位態82/262，節理B的位態45/348，兩組節理之持續性約1∼2公尺；圖3-2節理A下方之滑動面在噴凝土後量測到該面的位態為30/167。將在露頭及露頭所量得層面位態、節理位態及滑動面位態進行立體投影，經立體投影得到岩層層面位態31/151，既層面走向為北偏東61°，向東南傾。崩塌位置之中山高邊坡坡面走向為東西向，其與層面之走向夾角為29°，屬於斜交坡，滑動面在噴凝土後量測到的位態(30/167)與層面位態(31/151)大致是一致的。由於高速公路路面不平整，重車行走會在路面產生微震動(如圖4-2所示)，此微震動波會傳至邊坡，邊坡長期承受微震動力。於高速公路路肩及第一階坡頂安裝微震動儀(如圖4-3所示)量測微震動速度及加速度，量測時間連續1小時，部分量測結果如圖4-4。由圖4-4可知坡頂垂直車流方向及重力方向之最大加速度約9mm/sec2，路肩垂直車流方向及重力方向之最大加速度約1.6mm/sec2。    五、鑽探岩心 現地鑽孔位置詳見圖4-1。鑽探是為瞭解崩塌處及其周圍中山高邊坡岩盤之破碎程度及風化程度，並配合地表地質調查結果及試驗成果，建立邊坡可能的破壞模式及可靠地估計岩盤強度與變形特性，以便進行邊坡安全評估。又位在中山高第一階之鑽孔BH02、BH03、BH04、BH05之鑽探成果，用來研判第一階邊坡節理及裂隙的分布及風化情形。(一)岩盤地下水入滲及風化深度 根據鑽探所取得之岩心，就各孔節理深度及地下水流痕跡(裂面銹染)彙整於如表5-1。鑽孔BH01及BH06地下水流痕跡深至地表下7.1∼11.8公尺，其位瑪陵坑溪溪谷之坡頂，溪谷解壓，節理或裂隙開張，地表水較易滲入，圖5-1為BH06旁之露頭地表水沿近地表之裂隙滲入。 鑽孔BH02、BH03及BH05水流痕跡深至地表下2.3∼4.9公尺，只臨中山高，第一階邊坡高約7公尺。BH04地下水流痕跡深至地表下7.6公尺，BH04近邊坡邊緣，臨瑪陵坑溪溪谷及中山高，所以地下水流痕跡較BH02、BH03及BH05深，又BH05較BH02、BH03近瑪陵坑溪，其地下水流痕跡又較BH02、BH03深。BH04地表下5.5 公尺有一處軟化泥帶，此軟化泥帶之岩心形狀為楔形狀，無受剪痕跡，又根據鑽孔BH05及BH06並未有軟化泥帶出現，因此推測此軟化泥帶係局部現象。 由上述鑽探結果可知，距離瑪陵坑溪越近，地表水入滲岩盤之深度越深，意謂岩盤的風化程度越高。   由鑽孔岩心可知，崩落岩盤處邊坡之岩性為厚層塊狀砂岩，其厚度大於20公尺。相同岩性，節理之緊密程度及持續性與岩層厚度及構造變形程度有關〔2〕，岩層越厚，節理的間距越疏，節理的持續性越長(如圖5-1、圖5-2)。岩層曲率越大，節理的間距越密，崩坍處位於向斜翼部，節理的間距較疏。又根據BH01(圖5-3)孔深度18∼20公尺與22∼24公尺處之節理及BH06孔深度12∼20公尺處為緊密節理(雁形節理，其主要裂面只有一個)，因此推定崩落岩盤處周圍厚層塊狀砂岩有梳紋區(hackle zone，梳紋又稱羽紋，指環繞在鏡區以及霧區之外，斷裂延伸已不再沿原有單一的裂面發展，形成許多斷面起伏彼此交錯的交錯跡，這些小斷面間的交錯跡代表局部斷裂延伸的延伸方向)存在；鑽孔BH02(圖5-4)、BH03及BH04岩心之節理裂隙有分歧現象，分歧現象顯示分歧作用與分歧枝反應節理裂面延伸時的應力值大小，應力值越大，分歧作用越明顯且分枝越多，分歧作用顯示節理的延伸可能在較低的應力下產生。因此推測表5-1鑽探結果之節理並非主節理(main joint)，其持續性不長。    表5-1所述之節理傾角45°∼82°，與節理A∼節理D之傾角相似，又崩落岩盤處雖臨八堵向斜，但在崩塌位置周圍之厚層塊狀砂岩並未發現褶皺晚期的X型節理，所以可推測崩落岩盤處周圍岩盤無X型節理存在。 根據崩塌位置周圍露�韙恓S頭�瓛{況顯示，節理疏鬆，根據表5-1鑽探結果之節理深度，計算得到節理之平均間距約2.5公尺。因此崩塌位置周圍岩盤節理疏鬆，節理持續性約2∼3公尺。 (三)弱面的粗糙程度 根據現地所調查露頭及鑽探所得之岩心，崩塌位置周圍厚層砂岩層之層理不明顯。根據岩心在鑽探過程所造成之裂面以鑽孔BH02岩心為例(詳見圖5-5)，其斷裂面粗糙不平(詳見圖5-6)，其斷裂過程承受大的張應力，該裂面為沿沉積過程所產生之原生弱面裂開；伸張節理之節理面粗糙不平(詳見圖5-7、圖5-8)，表示裂面在形成過程中承受大得張應力；節理A∼節理D(圖3-2、圖3-3、圖4-1)之節理面粗糙平順，在節理生成過程伸張方向承受可能為微小壓力或微小張力。鑽孔BH-02深度0~2.3公尺近垂直伸張節理裂面之裂形特徵不同於節理A∼節理D之節理面裂形特徵，表示此節理面不同於節理A∼節理D，其裂面在形成過程承受大的張應力。    岩石試驗以崩塌區旁之鑽孔BH04所取樣岩心進行試驗，岩石I型及II型之斷裂韌度(fracture toughness)〔3〕可由試驗結果之岩石單軸抗張強度、單軸抗壓強度求得(詳見表5-2、表5-3)〔4〕。根據Griffith理論〔5〕，岩石單壓強度為8倍抗張強度，由於本試驗岩石存在多數初始微裂隙或缺陷，因此採用岩石單壓強度為15倍抗張強度。 由第四節地表地質調查及第五節鑽探岩心所述岩盤地下水入滲及風化深度、岩盤弱面持續性及緊密程度及弱面的粗糙程度，依岩盤節理分布情形(interlocking and joint alteration，Hoek and Brown 1998〔6〕)，岩盤構造(Structure)屬於厚塊狀(Blocky)，節理面狀況屬於佳(Good)，既節理面粗糙輕度風化或鏽染，岩體GSI＝60∼70，砂岩mi採用17，?坡高度採用20公尺，求得岩盤強度參數。  六、現地應力場的變化 考量F匝道開挖及結構物施工時所造成邊坡解壓及加壓之影響而改變邊坡的應力場之變化情形。分析結果顯示假設結構物2公尺厚之混凝土橋台，其荷重為48000N/m2，使用FLAC3D進行靜力彈性分析，並利用history指令紀錄第一階坡頂垂直下方每隔1公尺處之最大主應力及最小主應力之變化情形(如圖6-1所示)。根據分析結果，第一階坡頂垂直下方5公尺處往下應力場在F匝道開挖及結構物施工過程中，應力大小發生變化，不同於未施工前的應力大小。根據分析結果，繪製圖6-2，圖6-2中綠色表示岩盤應力無變化不受F匝道開挖及鋼筋混凝土施工影響，土黃色表示岩盤應力有所改變。又根據靜力彈塑性分析，整體邊坡仍在彈性狀態(詳見圖6-3、圖6-4、圖6-5)，惟第一階坡頂出現剪力－張力破壞狀態，說明第一階坡頂長期承受因重力作用所產生的剪力及張力。  
  七、岩盤崩落模式 根據圖3-2及圖3-3，無銹染之張裂面是在岩盤崩落過程中因張力而撕裂所產生，有銹染之張裂面則是在岩盤崩落前已生成。圖3-5之龜裂岩盤因上述張力作用使裂隙及節理張開形成裂縫，崩落岩盤範圍止於由有鏽染節理面A所形成之龜裂岩盤面。根據第三節所述崩落岩盤風化程度，其分布位如圖7-1，左側部份為完全風化岩盤，中間部份為高度風化岩盤，右側部份為中至輕度風化岩盤。圖7-1新鮮未鏽染岩石在岩盤崩落過程中被剪斷，而形成崩落岩盤不平整主控弱面(詳見圖3-4)，主控弱面位態大致與岩層層面位態一致。根據上述，假設無銹染張裂面之抗張力為T，新鮮未鏽染岩石抗剪力為S，不平整主控弱面抗滑動力為R，驅使岩盤崩落的外力(重力、(微)震動力、地下水滲流壓力等)為F，F=F左+F中+F右，則在T＋S＋R＜F的情況下，岩盤突然崩落。將左側部份與中間部份視為一體 A，假設A體與右側部份(B體)間存在一相互作用之拖曳力SS，若SS≧F左+F中-R，則A體不會崩落。但是在T＋S-F右＜SS的情況下，岩盤突然崩落。  八、岩盤崩落原因 圖3-4中的龜裂岩是在這次岩盤崩落過程中被撕裂。圖3-2中有銹染張裂面(次生裂面)是在岩盤崩落前已存在，其裂紋成長路徑如圖8-1所示，對邊坡而言，圖8-1中的壓力，為近平行於坡面的壓應力。根據數值分析結果，中山高邊坡開挖完成後，第一階坡頂下方2∼3公尺的壓應力(最大主應力)為0.1MPa(詳見圖8-2所示)，其作用方向與節理面B(圖3-3)夾角β約55°。節理面B之長度a＝1.5m，由於節理面B有鏽染，表示岩盤崩落前該節理面未緊閉，故不考慮節理面的摩擦力，計算得到受壓裂紋端部的應力強度因子 ，根據表5-2及表5-3第一階坡頂下1m至4m砂岩之斷裂韌度 ，根據Irwin準則，KI＝KIC及KII＝KIIC，裂紋才會開始擴展，可能的裂紋擴展角度 ＝90°∼105°(如圖8-3所示，σ－criterion)，此與圖3-2有銹染張裂面裂紋成長路徑相同。又裂紋擴展方向最後平行坡面最大主應力方向，次生裂紋長度約1.0公尺。將此種損傷裂紋等效為平行於最大主應力方向的兩條裂紋〔8〕，裂紋擴展之極限條件KI＝KIC，根據表5-2及表5-3高度風化砂岩至輕度風化砂岩之斷裂韌度KIC＝0.784 MPa√m，求得可能的裂紋擴展長度L＝0.021公尺。根據圖8-4(β＝55°、a＝1.5m、KIC＝0.784)，裂紋長度1.0公尺所對應的坡面壓應力(最大主應力)1.0 MPa大於0.22MPa。根據上述，表示此次生裂紋在中山高開挖邊坡前就已形成，中山高開挖邊坡後，持續受到地表滲水的風化。 
  根據三組砂岩直接剪力試驗結果(圖8-5)顯示砂岩剪裂面呈現韌性(ductile)性質，類似疏鬆砂〔9〕，其近似雙曲線形式如式(1)及式(2)所示(Kondner，1963)(Duncan和Chang，1970)。若岩石所承受之應力達到或超過長期強度值，潛變變形規律與岩石材料受力後呈現出的力學屬性特別是與潛變破壞特性有關。潛變韌性破壞，對應潛變變形過程具有第I、第II、第III階段潛變，而且加速變形階段持續一定時段後，岩石發生失穩破壞。A體在潛變過程中，由於受到拖曳力SS的牽制並未失穩而崩落，但在潛移過程中B體同時受到拖曳力SS作用使B體之裂縫因受拉剪而擴大，並造成邊坡噴凝土的破裂(詳見圖3-1)。  其中Rf，稱為破壞率，Rf=τf /τult，τult為剪應力漸近值，τf為抗剪強度，τult稍大於τf，為初始切線剪力模數。 B體裂縫潛變斷裂，其在裂紋失穩擴展之前存在一亞臨界擴展階段，在此階段即使外載重不變，裂紋也將隨時間緩慢增加，裂紋長度是受載重時間t的函數。B體之裂紋長度的增加，使得無銹染張裂面之抗剪張力T減少。為應用突變理論來說明B體失穩崩落，引入函數Φ:  l為決定裂紋尖端位置的長度變量，F1,F2,…,Fn是載重參數，g是裂紋尖端的能量釋放率〔10〕，gc是裂紋擴展達到平衡狀態時的臨界能量釋放率。  本例B體之載重參數為F右及SS，(7)式是裂紋擴展的臨界條件(平衡條件)。  (或 )是裂紋穩定擴展與失穩擴展的條件，當"?2?" /"?2l <0" 時裂紋失穩擴展， / 時裂紋穩定擴展。F右及SS滿足(7)式控制裂紋的平衡，稱為勢能函數Φ的臨界點，或稱為突變點。圖8-6為B體承受F右及SS的示意圖(詳見圖3-4)，圖中顯示裂紋承受拉剪狀態。圖8-7所示節理面承受外力時，裂紋容易擴展，分支裂紋沿σ1方向延伸擴展，擴展模式如圖所示。假設節理面與σ3方向成α角，可得分支裂紋尖端的應力強度因子近似為〔11〕: 由(9)式可知當裂紋長度穩定擴展到l時，只要Js或σ3微小增加，裂紋產生失穩擴展，使岩盤突然崩落。(9)式中，σ1=f1(F右,SS)，σ3=f3 (F右,SS)，Js為節理面上的驅動力，Js=f(σ1,σ<3,fs,cs)。fs為節理面的摩擦力，cs為節理面上的凝聚力，從節理B之銹染情形，fs及cs可視為為零，所以Js=f(F右,SS)。F右或SS的微小增加，會造成Js或σ3微小增加，造成F右或SS的微小增加的原因有岩盤含水量的增加、(微)震動力及岩盤風化。 
  九、工程應用 對於有危險的岩盤的主控弱面(圖9-1)，求得尖端(O點)的破壞強度因子，參考式(9)對破壞強度因子求導數，並推得如式(10)。 十、結論 節理B之次生裂紋在中山高開挖邊坡前就已形成，中山高開挖邊坡後，持續受到地表滲水及氣候溫度變化的風化。由於A體與B體長期潛移及持續風化，使節理B之次生裂紋長度l穩定擴展。由於連日細雨，使A體含水量增加，同時A體及B體在(微)震動力共同作用下，使裂紋產生失穩擴展，造成T＋S參考文獻 1.許強、黃潤秋、王來貴(2002)外界擾動誘發地質災害的機理分析〔J〕. 岩石力學與工程學報，21(2):280-284。2.NEVILLE J. PRICE (1968) FAULT AND JOINT DEVELOPMENT in Brittle and Sem-brittle Rock,PERGAMON PRESS,p141∼148. 3.Irwin,G.R.(1957) Analysis of stresses and strains near the end of a crack, J. Appl. Mech.,24,p361. 4.B.N.Whittaker, R.N.Sigh and G.Sun (1992) Rock Fracture Mechanics Principles,Design and Applications,ELSEVIER,Chap 10. 5.Griffith,A,A,(1924)The theory of rupture, Proc.1st Int.Congr.Appl.Mech.,p56∼63. 6.Hoek E, Brown ET(1998)Practical estimates of rock mass strength. Int J Rock Mech Min Sci 34：1165∼1186. 7.B.N.Whittaker, R.N.Sigh and G.Sun (1992) Rock Fracture Mechanics Principles,Design and Applications,ELSEVIER,p116∼117. 8.朱維申、李樹材、陳衛忠(2002)節理岩體破壞機理和錨固效應及工程應用，科學出版社，第74∼75頁。 9.Braja M.Das(1983)Advanced Soil Mechanics,虹橋書店,p405. 10.Dietmar Gross and Thomas Seelig(2011)Fracture Mechanics with an Introduction to Micromechanics,Springer,p97. 11.Kemeny J. and Cook N.G.W.(1986)Effective Moduli,Non-Linear Deformation and Strength of a Cracked Elastic Solid.Int,J.Rock Mech.Min.Sci.& Geomech.Astr.,Vol.23,No.2. |
