工程實務 - ceci.com.tw · 分類法 [7] 等，這些分類法均相當的有效率。 WTA 類神經網路中，以反傳遞類神經網路 (Counter Propagation Artificial Neural

工程實務工程實務工程實務工程實務

● WTA 類神經網路在風浪推算之應用吳南靖、廖哲樞、朱志誠

● 鋪面工程施工材料強度替換性問題探討房性中

● 方差與協方差分量於 SAR 影像匹配之研究王佳珮、吳究

● 自充填混凝土的特性和應用及遭遇問題的解決廖學水、王永東

● 農路穿越箱涵之視界問題解析黃國艦

● 公路隧道安全及其襯砌結構防火考量探討陳福勝、侯嘉松、陳正勳

邱豪磊、楊偉良

● 彈性 PC 軌枕防振直結軌道與橋上長軌設計案例邱宇彰、張正欣、歐文爵

● 卵礫石層隧道與岩石隧道施工問題之探討張宏德

● 淺談調諧質量阻尼器張民岦

● 隧道通過海岸山脈地質區湧水對策之探討涂繼昌、蘇兆輝、陳宥名

● 八卦山隧道台階開挖長度與變形行為影響之研究汪世輝、劉振維

● 橡膠添加劑與礦物纖維添加劑對石膠泥瀝青混凝土力學行為之比較沈雲龍

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

摘要摘要摘要摘要

本文蒐集南沙太平島風與浪之觀測記錄，透過類神經網路建立一套由風力觀測資料推算波浪條件

的方法，以解決該海域波浪觀測之不足，俾提供碼頭營運及施工規劃所需之資料問題。因波浪觀

測資料非常有限，本文採用較簡單的贏者全拿型類神經網路來進行分析，首先將觀測資料分成兩

部分，分別用來做類神經網路的訓練及驗證，以避免發生過度描述的現象，並確認適合的網路架

構。相較於 SMB 法，本文所提出之方法因能推算逐時波浪資料而更具實用性，計算結果亦較接

近觀測值。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

壹壹壹壹、、、、前言前言前言前言

港灣工程之興建，必須參考波浪條件，針對設施營運、施工之天數做出適切的規劃，方能合乎經

濟與安全之需求。所需之波浪條件，則必須由長期之觀測資料進行分析統計而得。然而，外海波

浪量測儀器之設置及維護成本極高，使得可供採用之波浪觀測資料十分有限，增加規劃設計之困

難度。由於波浪大多因風吹所生成，在缺乏波浪觀測資料的情況下，一般係由風的觀測資料來推

算波浪。傳統之風浪推算，係採用 SMB 法 [1] 。以 SMB 法推算波浪所考量的因素，包括風

速、吹風區域及吹風歷時。因風速與風向逐時而變，在應用上如何找出具代表性之單一風速及吹

風歷時來推算波浪是一大難題。此因素使得 SMB 法僅能應用於較具一般性的風浪推算 ( 如一

天的最大或平均波浪 ) ，並不能進行逐時的波浪資料之推算。此外，外海風場屬未知條件，如

何決定吹風區域之長度亦是一大難題，更使得推算結果具不確定性。

類神經網路係仿效生物神經元受到剌激與做出反應的過程所建構的函數擬合方法，為近年來迅速

發展的一門學問。只要統計樣本的變因與變量之間存有某種對應關係，透過學習，類神經網路可

以由歷史資料中找出該對應關係並加以記憶。在未來的事件中則可依據事件發生時的條件而做出

正確的反應。此類統計方法已被廣泛應用於各研究領域。

本司進行南沙太平島碼頭籌建先期規劃時，即遭遇波浪觀測資料不足的問題。該計畫區僅有 67

天波浪觀測資料，而風的資料則有十年。本文將介紹如何以類神經網路建構由風速風向觀測資料

來推算波浪條件之機制，並與 SMB 風浪推算法做比較。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、 SMB SMB SMB SMB 風浪推算方法風浪推算方法風浪推算方法風浪推算方法

風吹海面形成之風浪受風速、風域及歷時所影響。風速愈強、歷時愈長、風域愈大，則形成之風

浪也愈大。而當風域或歷時達到某一長度後，波浪即不再增大，此時稱之為「完全成熟波」。 SMB

法係指由 Sverdrup-Munk-Bretschneider 所提出之經驗公式。其應用範圍可分為有限風域、有限歷

時及完全成熟等三種不同的情況。南沙太平島位於寬廣海域之中，其風浪可採用 SMB 法中之有

限歷時狀況推估之，公式如下：

(1)(1)(1)(1)

(2)(2)(2)(2)

其中 HS：示性波高

TP：波譜密度最大處之週期

UA ：風速 t ：歷時 TS ：示性週期 ( )

本文由 1998/4/15 ～ 1998/6/20 共 67 日之逐時風速數值資料來進行 SMB 法的風浪推算。因僅

有一個固定點的觀測記錄，缺乏外海整體風場的資料，乃取日最大風速為 U A ，嘗試以不同之

吹風歷時 t 代入公式計算波高，並針對其計算結果進行分析。經測試，以吹風歷時 t ＝ 17

（ Hr ）代入公式所得之計算結果與實測日最大波高比較其均方差為最小，為 0.21m ，而推算

與實測日最大波高之間相關係數則可達 0.83 。此條件下之推算波浪週期均方差為 1.10sec ，相

關係數則僅為 0.40 。

參參參參、、、、類神經網路理論說明類神經網路理論說明類神經網路理論說明類神經網路理論說明

類神經網路為近年來迅速發展的一種函數擬合方法。假設統計樣本包含 n in 個變因及 n out 個

應變量，各變因與應變量之間存在某種未知的函數對應關係，則可利用類神經網路來擬合該對應

關係。變因與應變量之間可以用函數式來表示其對應關係，函數式表示如下：

(3) (3) (3) (3)

其中為各變因組成之數學向量，表示如下：

(4) (4) (4) (4)

在網路架構中，稱為輸入層神經元，則稱之為輸出層神經元。輸入層與輸出層之間稱為

隱藏層，以複雜的非線性函數來描述輸入層與輸出層之間的關係。類神經網路有許多種型式，其

中以倒傳遞類神經網路 (Back Propagation Artificial Neural Network ，簡稱 BP) 在海岸、港灣研究

領域之應用最為廣泛 [2-4] 。類神經網路的架構愈複雜，建構網路所需之統計樣本則愈多。由於

南沙太平島海域之波浪觀測資料十分有限，本文乃以較為簡單的勝者全拿類神經網路 (Winner

Take All Artificial Neural Network ，簡稱 WTA) 來建構南沙太平島海域之風浪關係。

WTA 類神經網路之主要概念，在於依照輸入向量的分佈將統計樣本分類，應用時則判別輸入的

資料屬於那一類，然後輸出該類別所對應之函數值。其數學式可用徑向基底函數 (Radial Basis

Function ，簡稱 RBF) 之組合來表示：

(5) (5) (5) (5)

(6) (6) (6) (6)

其中，為 RBF ，式 (6) 為 WTA 類神經網路專屬的 RBF 型式。而則為各類

別的分類中心；為類別個數，又稱為隱藏層神經元的個數；則為第 k 個類別之第 j 個

應變量的輸出值。

分類之方式有許多種，最直接的方式是等分法。直接將的各個分量在其分佈範圍內切 n 等

份，則統計樣本可被分成個類別。在統計樣本夠多的情形下，有許多更有效率的類神經網

路 ( 如 BP) 可採用，不應採用準確度較差 WTA 類神經網路。而在統計樣本數有限的情形下，

利用等分法來分類則可能遭遇到某些類別分不到統計樣本的情況，故等分法並非有效的分類方

法。除了等分法之外，可採用之分類法尚有 Kohonon 分類法 [5] 、 SOM 分類法 [6] 、 K-means

分類法 [7] 等，這些分類法均相當的有效率。

WTA 類神經網路中，以反傳遞類神經網路 (Counter Propagation Artificial Neural Network ，簡稱

CPN) 最具代表性 [8] 。 CPN 類神經網路之訓練分為兩個階段，第一階段係採用 Kohonon 分

類法對樣本進行分類，第二階段則採用 Grossberg 監督式學習法來計算各類別的函數輸出。

本文採用 K-means 分類法來進行統計樣本的分類。 K-means 分類法的最大特點，在於其分類完

成後，各類別的中心恰為該類別所有統計樣本的重心，則吾人可直接計算該類別所有統計樣本應

變量之平均值，做為該類別所對應之輸出值。如此一來，無需再進行第二階段的學習，較 CPN 更

有效率。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、 K K K K----means means means means 分類法之說明分類法之說明分類法之說明分類法之說明

K-means 分類法 [7] 為眾多分類法中相當有效率的一種，其特點在於分類完成後，各類別的中心

恰為該類別所有統計樣本的重心。茲以實例 ( 如圖 1 所示 ) 來說明其分類方法：

假設將 5 個包含兩個變因之統計樣本分為兩類，其分佈如圖 1a 所示。首先由統計樣本中任選

兩個出來當作初始的類別中心進行初步的分類，如圖 1b 所示。其次，計算同類樣本之坐標平均

值，當作新的類別中心，如圖 1c 所示。依據新的類別中心，樣本可重新分類，如圖 1d 所示。

然後重複更新類別中心與進行分類的過程，直至收歛，如圖 1e 及圖 1f 所示。

當樣本數量變多，無法直接由目視來決定分類的個數，則可設定每個類別至少要包含的樣本個

數，或是設定分類結果至少要達到的緊密程度，以各種類別個數由少至多逐一嘗試，以達成所設

定之分類條件。

此分類方法有一限制，當樣本之分佈頗為均勻時，將無法得到唯一的分類結果，分類結果將因選

用的初始類別中心之不同而有所差異。然而，並非僅 K-means 分類法會有這個問題，當樣本之

分佈頗為均勻時，任何分類法都會遭遇到相同的問題。

(a) (a) (a) (a) 樣本分佈樣本分佈樣本分佈樣本分佈 (b) (b) (b) (b) 依據初始類別中心計算各樣本所屬類別依據初始類別中心計算各樣本所屬類別依據初始類別中心計算各樣本所屬類別依據初始類別中心計算各樣本所屬類別

(c) (c) (c) (c) 計算同類樣本之坐標平均值計算同類樣本之坐標平均值計算同類樣本之坐標平均值計算同類樣本之坐標平均值，，，，更新類別中更新類別中更新類別中更新類別中

心心心心

(d) (d) (d) (d) 依據新的類別中心重新計算各樣本所屬類依據新的類別中心重新計算各樣本所屬類依據新的類別中心重新計算各樣本所屬類依據新的類別中心重新計算各樣本所屬類

別別別別

(e) (e) (e) (e) 再次更新類別中心再次更新類別中心再次更新類別中心再次更新類別中心 (f) (f) (f) (f) 最後達到收歛最後達到收歛最後達到收歛最後達到收歛

圖圖圖圖 1 K 1 K 1 K 1 K----means means means means 分類法實例說明分類法實例說明分類法實例說明分類法實例說明

伍伍伍伍、、、、實例應用實例應用實例應用實例應用

本文考量之輸入資料為最近 3 、 6 、 12 小時之平均風速資料，以逐時代表波高及代表週期為

類神經網路的輸出。採用表 1 所列幾個不同的組合當做網路的輸入來進行測試，找出最合適的

網路輸入項目。

表表表表 1 1 1 1 以各種不同項目為輸入神經元之組合以各種不同項目為輸入神經元之組合以各種不同項目為輸入神經元之組合以各種不同項目為輸入神經元之組合

組合輸入神經元

1 u 3 、 v 3

2 u 6 、 v 6

3 u 12 、 v 12

4 u 3 、 v 3 、 u 6 、 v 6

5 u 6 、 v 6 、 u 12 、 v 12

6 u 3 、 v 3 、 u 6 、 v 6 、 u 12 、 v 12

表中 u 、 v 分別為平均風速 x 與 y 方向之分量，下標數字 3 則表示最近 3 小時之平均值，

其餘依此類推。

由於可供利用之統計樣本十分有限，而觀測資料可能存有若干的雜訊或錯誤，若將所有的樣本全

用來建構變因與應變量之間的函數關係，雖可使推算的波浪與觀測資料達到百分之百的吻合，但

亦可能將雜訊或錯誤納入系統中而導致有過度描述的現象發生。當所建構的類神經網路有過度描

述的現象時，該網路應用於其他時段的波浪推算時極可能計算出非常離譜的值。

為避免過度描述，本研究將南沙太平島波浪觀測資料分成兩部分， 1998/4/15 ～ 1998/6/4 之間

的資料用來訓練類神經網路， 1998/6/6 ～ 1998/6/20 的資料則用來驗證，同時檢核是否過度描

述。本研究在各種組合中分別以每個類別至少包含五個及十個樣本為條件進行分類，並測試何種

條件下之分類結果過度描述的可能性最低，藉由計算各種組合及分類條件下之結果與驗證組資料

的波高均方差來評估最佳的網路架構。表 2 為其分析結果比較。由結果可知，以最近 6 小時及

最近 12 小時平均風速資料為類神經網路的輸入，以每個類別至少 10 個樣本的條件進行分類，

所得到的網路架構最能描述南沙太平島風力與波浪觀測資料之間的關係。

表表表表 2 2 2 2 各種不同輸入組合與分類條件之驗證組波高均方差各種不同輸入組合與分類條件之驗證組波高均方差各種不同輸入組合與分類條件之驗證組波高均方差各種不同輸入組合與分類條件之驗證組波高均方差

組合每類至少樣本個數波高均方差 (cm)

10 26.63 1

5 25.41

10 25.19 2

5 23.70

10 24.40 3

5 26.32

10 23.72 4

5 24.87

10 23.22 5

5 25.46

10 24.12 6

5 25.19

在確認適合的網路架構之後，吾人乃取所有的樣本依此條件予以重新分類，並計算各類別所對應

之輸出值，以便做進一步應用。圖 2 及圖 3 分別為類神經網路之波高與週期輸出結果和觀測資

料之比較。由比較結果可知，不論是波高或是週期，類神經網路之輸出結果均與觀測值相當接近。

分析其預報結果，波高之均方差為 17.4 公分，相關係數為 0.83 ，而週期之均方差則為 0.74

秒，相關係數為 0.64 。

●資料範圍： 1996/11-1997/6

●資料來源：南沙太平島海象觀測站建置之可行性評估第二期計畫、交通部中央氣象局、本研究整理

圖圖圖圖 2 2 2 2 預報示性波高與觀測值之比較圖預報示性波高與觀測值之比較圖預報示性波高與觀測值之比較圖預報示性波高與觀測值之比較圖

●資料範圍： 1996/11-1997/6


圖圖圖圖 3 3 3 3 預報示性週期與觀測值之比較預報示性週期與觀測值之比較預報示性週期與觀測值之比較預報示性週期與觀測值之比較圖圖圖圖

為了將類神經網路與 SMB 法之推算結果做比較，本文另統計 1998/4/15 ～ 1998/6/20 共 67 日

之最大波高計算值，及其所對應之代表週期，與 SMB 法之計算結果比較詳圖 4 及圖 5 所示。

最大波高計算值與觀測值間之均方差及相關係數分別為 0.20m 及 0.85 。在週期之比較方面，均

方差及相關係數分別為 0.85sec 及 0.57 。由比較結果可知，由風力資料透過類神經網路來預報

波浪，不論是在波高或是週期方面，均優於 SMB 法。

●資料範圍： 1996/11-1997/6


註：資料中有兩段風力觀測資料中斷長達 2 日之情形，該資料中斷期間未列入比較

圖圖圖圖 4 4 4 4 南沙太平島海域實測日最大波高及推估日最大波高比較圖南沙太平島海域實測日最大波高及推估日最大波高比較圖南沙太平島海域實測日最大波高及推估日最大波高比較圖南沙太平島海域實測日最大波高及推估日最大波高比較圖

●資料範圍： 1996/11-1997/6

● 資料來源：南沙太平島海象觀測站建置之可行性評估第二期計畫、交通部中央氣象局、本研究整理

註：資料中有兩段風力觀測資料中斷長達 2 日之情形，該資料中斷期間未列入比較

圖圖圖圖 5 5 5 5 南沙太平島海域實測與推估日最大波高所對應之週期比較圖南沙太平島海域實測與推估日最大波高所對應之週期比較圖南沙太平島海域實測與推估日最大波高所對應之週期比較圖南沙太平島海域實測與推估日最大波高所對應之週期比較圖

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

陸陸陸陸、、、、結語與建議結語與建議結語與建議結語與建議

本文以 WTA 類神經網路建構由風速風向觀測資料推算波浪之機制。在波浪觀測資料不足的情

形下，可利用本文所提出之方法推算逐時波浪資料，以供相關工程規劃設計所需之波浪條件。

由於海面風速風向隨時在變，利用 SMB 法僅能假設單一風速、風向及吹風歷時來推算較具一般

性的風浪條件 ( 如一天的最大或平均波浪 ) 。本文提出較 SMB 法更具實用性之方法，只要有

連續的逐時風力觀測資料，即可推算波浪。由本文之分析結果，以最近 6 小時之平均風速及最

近 12 小時之平均風速為輸入條件所建構之類神經網路，最能描述風與浪之間的關係。另由本文

之計算結果可發現，以類神經網路之推算結果較 SMB 法之計算結果準確。

因類神經網路屬於統計方法，其推算波浪之範圍侷限在統計樣本內，無法推算出大過所有觀測記

錄的波高值。在應用時，若風力條件在過去歷史資料中無相類似的記錄，則推算出來的波浪可能

有誤。此外，類神經網路亦無法進行各重現期距之極端波浪條件的推算。

目前應用類神經網路於南沙太平島附近海域之波浪推算，僅代表波高及週期兩項而已。由於類神

經網路係直接由統計樣本建立變因與應變量之間的對應關係，若能蒐集到足夠的波向觀測資料，

則亦能建立推算波向的機制。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


鋪面工程路基土壤與基底層所採用材料的種類及方式，相當多元化，亦有多重組合的模式，因而

經常令比較資淺的工程師無所適從。

本文擬以土壤分類為經、各種強度表示方法為緯，輔以文獻既有之圖表，來說明材料強度替換性

的問題探討，另外並提供水泥處理土壤最普遍工法的使用機制及總體性注意事項，可供業界卓參

暨運用，並祈賜教指正。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


鋪面工程路基與基底層所使用之施工材料，大部分皆以『土壤』為主，以土壤分類的定義而言，

慣稱之碎石或礫石級配料，亦歸類為「優質之土壤」，可見其適用性並無不妥，僅差異於選用材

質及強度值之不同而已。

設計工程師因不同之結構物標的、使用機制及設計準則之規定，必須因事制宜而設定路基與基底

層適當的材料材質暨強度下限值；現筆者擬以土壤分類與其強度值、強度表示方法等為主軸，來

探討其間的考量因素及替換性注意之事項，希有助於釐清誤用之遺憾並避免發生工程失敗之憾

事。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、影響土壤強度值影響土壤強度值影響土壤強度值影響土壤強度值因素因素因素因素

影響土壤強度值的因素，除土壤本身一般物理性質之外 ( 例如：塑性較大者，強度值可能相對

較低 )，主要控制因素有下列幾項：

一一一一、、、、乾密度乾密度乾密度乾密度

土壤之乾密度，必須符合施工規範所規定之壓實度 ( 例如： AASHTO T180 所得最大乾密度值

的 95%( 含 ) 以上 ) ，而影響乾密度之因素，尚有夯實能量、含水量及每層鋪築厚度等項目，

故上述各項必須事先確定，才能獲致土壤之實際乾密度值。一般而言，土壤強度值與乾密度值成

正比，唯「一次線性」之趨勢不盡相同。

二二二二、、、、飽和度飽和度飽和度飽和度

在乾密度值固定之前提下，土壤飽和度值 (Sr) 愈高，表示含水量愈多，則所得之土壤強度值愈

低。

飽和度值的決定，亦攸關設計值之取捨與設定，以國內工程而言，在考慮當地氣候、排水設施、

地下水及降雨量等因素之後，可利用表 1[ 1] 作為訂定飽和度基準之參考。

三三三三、、、、圍壓圍壓圍壓圍壓

當軸差壓力 (σd) 固定時，圍壓 (σ3) 值愈小，則土壤強度值相對亦小，反之則增加。

四四四四、、、、軸差壓力軸差壓力軸差壓力軸差壓力

當圍壓固定時，土壤的強度值將隨軸差壓力的增加，有漸次降低的趨勢；少數土壤在σd 值大於

10 psi 時，則有稍呈上昇之現象，此乃或因顆粒性行為顯著之故 [2] 。

五五五五、、、、夯實能量夯實能量夯實能量夯實能量

夯實能量或稱為滾壓能量 ( 滾壓次數 ) 使土壤在受壓過程中逐漸壓密，據 seed 等人之研究[3]

得知，當夯壓能量增加時，土壤之彈性回彈變形量會減少，致土壤強度值因而增加。

六六六六、、、、尺寸效應尺寸效應尺寸效應尺寸效應

一般土壤之試驗項目均有尺寸效應，故在選用試驗方法或設定設計強度值時，應顧及本項因素，

以避免因使用不當試體尺寸而讓強度值失真之情形發生。一般而言，小尺寸試體所得強度值均較

大尺寸者偏高，反之則偏低。

表表表表 1 1 1 1 台灣地區飽和度值台灣地區飽和度值台灣地區飽和度值台灣地區飽和度值 (Sr) (Sr) (Sr) (Sr) 基準建議表基準建議表基準建議表基準建議表 [1] [1] [1] [1]

工程地區特別地區

北區

( 基隆～苗栗 )

中區

( 苗栗～斗南 )

南區

( 斗南～鳳山 ) 台中月平均

降雨量

、日數逐月降

水量

( 公厘 )

逐月降

雨日數

逐月降

水量

( 公厘 )

逐月降

雨日數

逐月降

水量

( 公厘 )

逐月降

雨日數

逐月降

水量

( 公厘 )

逐月降

雨日數

一 150 10 50 8 50 2.5 50 5

二 50 150 10 8 50 2.5 50 5

三 150 12 75 8 50 4 100 6

四 100 8 100 5 75 4 100 5

五 200 15 200 10 200 10 200 10

六 300 13 400 15 400 15 400 15

七 200 8 200 10 350 10 200 10

八 300 10 300 10 250 13 300 10

九 250 10 250 10 200 10 200 10

十 150 8 50 2.5 50 2.5 50 2.5

十一 75 8 50 4 50 2.5 50 2.5

十二 75 10 50 4 50 2.5 50 2.5

路基土

壤擬用

飽和

度 ,

Sr,%

乾季 (10 月～ 2

月 ) 用 87

雨季 (3 月～ 9

月 )

用 92

乾季 (10 月～ 4

月 ) 用 87

雨季 (5 月～ 9

月 )

用 90

乾季 (10 月～ 4

月 ) 用 85

雨季 (5 月～ 9

月 )

用 90

乾季 (10 月～ 2

月 ) 用 87

雨季 (3 月～ 9

月 )

用 90

基底層

級配

料 , 擬

用飽和

度 ,Sr,

%

乾季 (10 月～ 2

月 ) 用 80

雨季 (3 月～ 9

月 )

用 87

乾季 (10 月～ 4

月 ) 用 80

雨季 (5 月～ 9

月 )

用 85

乾季 (10 月～ 4

月 ) 用 80

雨季 (5 月～ 9

月 )

用 85

乾季 (10 月～ 2

月 ) 用 80

雨季 (3 月～ 9

月 )

|用 85

七七七七、、、、每層鋪築厚每層鋪築厚每層鋪築厚每層鋪築厚度度度度

每層之鋪築厚度若偏厚且超過施工規範之設定值 ( 常有業界宣稱可提高滾壓機具重量因應

之 ) ，則不易滾壓密實，致強度值很難達到需求值；若提高滾壓機具重量，則有過夯壓

(Overcompaction) 之虞，故不宜逕行放寬限制。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、決定土壤強度試驗值方法決定土壤強度試驗值方法決定土壤強度試驗值方法決定土壤強度試驗值方法

土壤強度值需透過適當的試驗方法，方能獲得代表性樣品在設定條件下所能表示借土區、料源或

工程現址真實土壤的強度試驗值。

本章謹就常用之強度表示方法列出可參考之試驗準則，俾供對照暨選用。

一一一一、、、、 CBR CBR CBR CBR 值試驗方法值試驗方法值試驗方法值試驗方法

1.CNS 12382

2.AASHTO T193

3.ASTM D1883

二二二二、、、、 R R R R 值試驗方法值試驗方法值試驗方法值試驗方法

1.CNS 12383

2.AASHTO T190

3.ASTM D2844

三三三三、、、、 MMMMRRRR 值試驗方法值試驗方法值試驗方法值試驗方法

1.AASHTO T292

2.AASHTO T274 及 T294 皆已陸續廢除不用

四四四四、、、、 K K K K 值試驗方法值試驗方法值試驗方法值試驗方法

1.CNS 12392 ( 對應 AASHTO T222 及 ASTM D1196)

2.CNS 12393 ( 對應 AASHTO T221 及 ASTM D1195)

3.AASHTO T222

4.AASHTO T221

5.ASTM D1196

6.ASTM D1195

五五五五、、、、 CBR CBR CBR CBR 、、、、 R R R R 、、、、 MMMMRRRR 及及及及 K K K K 值等試驗方法比較值等試驗方法比較值等試驗方法比較值等試驗方法比較

路基及基底層材料試驗方法與鋪面厚度設計方法有密切之關連性，更因強度表示方法不同，致試

驗方法亦異，應用上也不一致，同時每一種試驗方法皆有其優缺點及不同的限制條件，筆者擬將

其差異性及優劣點列如表 2 所示。

表表表表 2 2 2 2 路基及基底層材料強度試驗方法比較說明表路基及基底層材料強度試驗方法比較說明表路基及基底層材料強度試驗方法比較說明表路基及基底層材料強度試驗方法比較說明表 [ [ [ [ 修正自文獻修正自文獻修正自文獻修正自文獻 (4)] (4)] (4)] (4)]

考慮項目 CBR R MR K 備註

乾密度

(γd )

依 AASHTO

T193 辦理。

依 ASTM

D2844

規定辦理

使用靜壓法

時，直接製成

符合施工規範

壓實度之 γd

— 試體之 γd 要與

施工規範所訂之

壓實度相符合。

含水量

以所求得之

OMC 作為試體

製造之含水量。

以 240 psi 或

300 psi 擠水壓

力為基準，作三

個不同含水量

之試體

因各地區氣候

條件之不同而

訂定不同之含

水量控制值。

— 工地施工時含水

量不易控制，

CBR 方法因含水

量影響其值很

大，即使同一

γd ，因含水量不

同其值亦異。 R

值之含水量合理

否，仍待研究。

MR 需要正確而長

期所得之年平均

溫度、月平均溫度

及降雨量資料。

設備費台製約 10 萬

元

約 100 萬元約 100 萬元現場配合費

較費

每次 K 值試驗

約 15 萬元

試驗時加

壓狀態靜態靜態靜態靜態

M R 最能符合車

輛行駛後路基土

壤所受之應力，但

必須有 LVDT 才

能求出正確之 M

R 值。

試驗

難易度

操作比較簡

單，稍具土壤常

識，即可操作。

穩定儀不好調

整，要作到正確

性合乎要求，要

有敬業精神。

應有操作 PC

之能力與常

識，對於土壤

力學應該學過

才能使 M R

值不發生偏

差。

應注意現場

人員及機具

之調度。

任何試驗皆應有

敬業精神才能求

出正確試驗值，

M R 值如果全自

動化應有評判能

力才得知 M R

值是否發生偏

差。

總評儀器設備簡

單、操作容易，

儀器設備費較

貴，維氏方法的

M R 儀器使用

動態壓力，又

卵礫石地層

較具使用價

建議發展 M R

試驗儀器並落實

可予以保留，其

弱點在 γd 相

同、含水量不同

時，其值變化很

大。

瀝青混凝土配

合設計及疲乏

試驗仍可用

到。

可調整頻率，

致可因公路現

況而使 M R

值不同，較能

符合地域性因

素，又 PC 已

經相當普遍，

致可一物數

用。

值。操作技術為宜。

六六六六、、、、水泥處理土壤試驗方法水泥處理土壤試驗方法水泥處理土壤試驗方法水泥處理土壤試驗方法

水泥處理土壤應依 AASHTO 或 ASTM 最新修訂之試驗方法，辦理表 3 所列各項試驗。本方法

係土壤四種強度表示法所得或替換值皆偏低時，最經濟且最便捷之解決途徑，有識之士皆瞭然於

胸。

至於水泥處理土壤強度的替換性，在實務上則以 CBR 值與單軸抗壓強度為主，容後詳述。

表表表表 3 3 3 3 水泥處理土壤之試驗項目及方法一覽表水泥處理土壤之試驗項目及方法一覽表水泥處理土壤之試驗項目及方法一覽表水泥處理土壤之試驗項目及方法一覽表 [5] [5] [5] [5]

試驗方法

試驗項目

AASHTO ASTM

夯壓試驗 T134 D558

濕乾試驗 T135 D559

凍融試驗 T136 D560

抗壓試驗 — D1632 ， D1633

抗彎試驗 — D1632 ， D1635

水泥含量試驗 T144 D806

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、決定土壤強度設計值方法決定土壤強度設計值方法決定土壤強度設計值方法決定土壤強度設計值方法

由試驗作業獲得各土樣之強度試驗值後，進一步將據以決定土壤強度設計值；很多人逕行採用試

驗平均值為設計值，使得工程必須冒 50% 以上的失敗風險，其適當性應不言可知矣！

同時，工程設計為求時效及考慮施工性、安全性及經濟性等多方面的問題，一般而言，運用的公

式、圖表或統計理念，均較簡化、易懂、好用，有些準則已將安全係數或可靠度併入圖表及公式

中，最為設計工程師所樂於使用。

由於材料本身即使屬於相同料源，仍會基於取樣地點、深度的不同，強度試驗值必然呈現若干程

度的變異性，致使設計值的擬定的確令資淺的工程師困擾不已；本章擬就筆者蒐集所得之資料及

常用者，分別列述如下：

一一一一、、、、統計學方法統計學方法統計學方法統計學方法 [6] [6] [6] [6]

利用試驗值的平均值減去適當的標準偏差值 ( δ ) ，可採用公式 (1) 及表 4 表示之。惟必須注

意當此所得之值仍低於該組最小之試驗值時，應選用最小試驗值為設計值。

設計值設計值設計值設計值＝＝＝＝試驗平均值試驗平均值試驗平均值試驗平均值－－－－ P ‧δ P ‧δ P ‧δ P ‧δ (1)(1)(1)(1)

表表表表 4 4 4 4 代表性設計值和工程系統可靠度詳表代表性設計值和工程系統可靠度詳表代表性設計值和工程系統可靠度詳表代表性設計值和工程系統可靠度詳表 [6] [6] [6] [6]

設計值＝試驗平均值－P‧δ

P 值

工程系統

可靠度 ( ％ )

0.00 50.0

0.50 70.0

1.00 85.0

1.30 90.0

1.65 95.0

2.00 98.0

2.50 99.3

3.00 99.9

4.00 100.0

二二二二、、、、日本瀝青混凝土舖裝要綱工法日本瀝青混凝土舖裝要綱工法日本瀝青混凝土舖裝要綱工法日本瀝青混凝土舖裝要綱工法 (I) [7] (I) [7] (I) [7] (I) [7]

此法一般係用來決定土壤 CBR 強度之設計值，惟仍屬於統計學之理念，其表示法如公式 (2) 及

表 5 所示。

設計設計設計設計 CBR CBR CBR CBR 值值值值＝＝＝＝各點各點各點各點 CBR CBR CBR CBR 試驗平均值試驗平均值試驗平均值試驗平均值－－－－ (2) (2) (2) (2)

式中 d 2 為常數，如表 5 所示。若公式 (2) 中之 CBR 值以其他方式 (R 、 M R 或 K 值 ) 取

代之，所得結果或可與上述統計學方法所得者作一比較，可提供設計者更多的資料及信心。

表表表表 5 CBR 5 CBR 5 CBR 5 CBR 試驗值個數與常數試驗值個數與常數試驗值個數與常數試驗值個數與常數 d 2 d 2 d 2 d 2 之關係表之關係表之關係表之關係表 [7] [7] [7] [7]

個數

n

2 3 4 5 6 7 8 9 10 以

上

d 2 1.41 1.91 2.24 2.48 2.67 2.83 2.96 3.08 3.18

三三三三、、、、日本瀝青混凝土舖裝要綱方法日本瀝青混凝土舖裝要綱方法日本瀝青混凝土舖裝要綱方法日本瀝青混凝土舖裝要綱方法 ( Ⅱ ) ( Ⅱ ) ( Ⅱ ) ( Ⅱ )

若取樣土壤之頂面以下 1 公尺內的土層變化較大者，可採用公式 (3) ，性質均勻者，則可採用

公式 (4) 及表 6 。以其他方式 (R 、 M R 或 K 值 ) 取代之，應具可行性，惟表 6 須依本土

化之數據另行訂定之才合理。

設計設計設計設計 CBR CBR CBR CBR 值值值值＝＝＝＝ [ [ [ [ ] 3 ] 3 ] 3 ] 3 (3)(3)(3)(3)

式中 h 1 +h 2 + ····················h n = 100

區間區間區間區間 CBR CBR CBR CBR 值值值值 = = = = 各點各點各點各點 CBR CBR CBR CBR 的平均值的平均值的平均值的平均值－－－－ δ δ δ δ (4) (4) (4) (4)

式中 δ ：標準偏差值

表表表表 6 6 6 6 區間區間區間區間 CBR CBR CBR CBR 值與設計值與設計值與設計值與設計 CBR CBR CBR CBR 值關係表值關係表值關係表值關係表 [7] [7] [7] [7]

區間 CBR 設計 CBR

2 以上 3 未滿 2

3 以上 4 未滿 3

4 以上 6 未滿 4

6 以上 8 未滿 6

8 以上 12 未滿 8

12 以上 20 未滿 12

20 以上 20

本法可在進行統計分析之前，先行用以剔除偏低或偏高之試驗值，以求取合理之試驗群組強度

值，並可避免採用公式 (1) 所得設計值比最小試驗值還低的情況發生。

其表示方法如公式 (5) 、 (6) 及表 7 所示。

γ γ γ γ ＝＝＝＝＜＜＜＜ γ (n, 0.05) γ (n, 0.05) γ (n, 0.05) γ (n, 0.05)

(5)(5)(5)(5)

γ ＝＜ γ (n, 0.05)

(6)(6)(6)(6)

表表表表 7 7 7 7 ：：：：剔除試驗值判定用之剔除試驗值判定用之剔除試驗值判定用之剔除試驗值判定用之 γ (n, 0.05) γ (n, 0.05) γ (n, 0.05) γ (n, 0.05) 值對照表值對照表值對照表值對照表

N 3 4 5 6 7 8

γ (n, 0.05) 0.941 0.765 0.642 0.560 0.507 0.468

N 9 10 11 12 13 14

γ (n, 0.05) 0.437 0.412 0.392 0.376 0.361 0.349

N 15 16 17 18 19 20

γ (n, 0.05) 0.338 0.329 0.320 0.313 0.306 0.300

茲以範例一說明，可一目了然。

[ 範例一 ] 有一組土壤 CBR 試驗值分別為： 4% 、 5% 、 6% 、 7% 及 15% ，

請評估剔除不合理試驗值之可行性。

[ 分析 ] ：

1. 由公式 (5) 可得：

X 1 =4%

X 2 =5%

X n-1 =7%

X n =15%

2. 可得 γ = ＝＝ 0.727

3. 由表 7 可得 γ ＝ 0.727 ＞ γ (5,0.05) ＝ 0.642

4. 故 CBR ＝ 15% 者偏高，必須剔除。

5. 另 γ = ＝＝ 0.091

6. 由表 7 可得 γ = 0.091 ＜ γ (5,0.05) ＝ 0.642

7. 故 CBR ＝ 4% 合理，不必剔除。

四四四四、、、、相對破壞係數方法相對破壞係數方法相對破壞係數方法相對破壞係數方法 [8] [8] [8] [8]

此法係由 AASHTO 發展而成，從評估或已知之土壤飽和度 ( 現場含水量 ) 來決定設計擬用之

飽和度值，然後由其與 M R 值之關係圖可求出每月之 M R 值，再將 M R 值代入表 8 中，即

可得到相對破壞係數 (Relative Damage Coefficient) uf 值及其平均值 ?f ，進而再求出設計用之土

壤 M R 值。

表表表表 8 A ASHTO 8 A ASHTO 8 A ASHTO 8 A ASHTO 柔性舖面路基土壤柔性舖面路基土壤柔性舖面路基土壤柔性舖面路基土壤 M R M R M R M R 設計值決定方法說明表設計值決定方法說明表設計值決定方法說明表設計值決定方法說明表 [8] [8] [8] [8]

月份 M R

(psi)

uf

1 4000 0.51

2 4000 0.51

3 3700 0.60

4 3700 0.60

5 3700 0.60

6 3700 0.60

7 3700 0.60

8 3700 0.60

9 3700 0.60

10 4000 0.51

11 4000 0.51

12 4000 0.51

?f = = = 0.56 M R (psi) = 3900

五五五五、、、、累積曲線方法累積曲線方法累積曲線方法累積曲線方法 [9] [9] [9] [9]

此法係由美國瀝青學會發展而成，乃以 M R 試驗值為橫軸，百分率 (%) 為縱軸，並將 M R 試

驗值由小至大順序排列，然後取 M R 值之最小者為 100% ，再依個數比例逐次遞減 ( × 100%)

後，分別描繪於座標上，並連成一平滑之曲線。續依道路類別以及交通量級別而決定其累積百分

率之可靠度值，以求取設計之 M R 值。茲用表 9 、表 10 及圖 1 之範例說明之。

表表表表 9 M R 9 M R 9 M R 9 M R 試驗值與比例遞減表試驗值與比例遞減表試驗值與比例遞減表試驗值與比例遞減表 [9] [9] [9] [9]

M R 試驗值

MPa psi

M R 值由小至大排列次

序、個數

M R 值依 (1/n × 100%) 比例遞減

累積百分率 (%)

106.9 15,500 1 (1/7)100 = 14

80.0 11,600 2 (2/7)100 = 29

68.3 9,900

68.3 9,900 4 (4/7)100 = 57

67.6 9,800 5 (5/7)100 = 71

58.6 8,500 6 (6/7)100 = 86

44.8 6,500 7 (7/7)100 = 100

表表表表 10 10 10 10 交通量交通量交通量交通量、、、、累積百分率與累積百分率與累積百分率與累積百分率與 M R M R M R M R 設計值訂定表設計值訂定表設計值訂定表設計值訂定表 [9] [9] [9] [9]

M R 設計值交通量

(EAL)

累積百分率 (%)

( 可靠度值 ) MPa psi

10 4 60.0 69.0 10,000

10 5 75.0 64.1 9,300

10 6 87.5 56.9 8,250

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、各項土壤強度值替換關係各項土壤強度值替換關係各項土壤強度值替換關係各項土壤強度值替換關係

在介紹完有關土壤強度值之影響因素、試驗方法及設計值取捨等原則之後，本章擬進一步探討

CBR 值、 R 值、 M R 值與 K 值各種工程強度表示方法間之相關性及替代條件說明，可提供

設計者較多使用上的信心與成功率。

一一一一、、、、 CBR CBR CBR CBR 值與值與值與值與 M R M R M R M R 值之關係值之關係值之關係值之關係

( 一 ) 文獻 (2) 研究成果

筆者於 1987 年完成台灣地區具代表性之區域及土壤種類的取樣和試驗工作，獲致 CBR 與 M R

值相關係數為 790 ～ 2100 之初步成果，致 AI 與 AASHTO 建議之係數 1500( 於後列述)，在

台灣運用時，建議改為 1200 或 1300 較妥當(詳圖 2 所示 ) 。

( 二 ) AASHTO 設計手冊規定

CBR 值與 M R 值之相關係數為 750 ～ 3000 (psi) ，參考公式 (7) ，且適用條件為 CBR ≦ 10%

之細顆粒土壤方能採用之。

M R (psi) = 1500 × CBRM R (psi) = 1500 × CBRM R (psi) = 1500 × CBRM R (psi) = 1500 × CBR (7)(7)(7)(7)

( 三 ) AI MS-1 設計手冊規定

CBR 值與 M R 值之相關係數亦為 750 ～ 3000(psi) ，參考公式同公式 (7) ，並有圖 3 之圖

示，惟未限制土壤種類及強度上限值。

( 四 ) 文獻 (11) 研究成果

本工程司於 1992 年～ 1993 年針對台北市市區道路取樣 82 組樣品試驗分析之結果，建議採用

土壤分類之方式予以分析，然後再以統計回歸模式分類，可得表 11 及表 12 之成果。

表表表表 11 11 11 11 台北市市區道路路基土壤台北市市區道路路基土壤台北市市區道路路基土壤台北市市區道路路基土壤 M R M R M R M R 與與與與 CBR CBR CBR CBR 關係分析表關係分析表關係分析表關係分析表 [11] [11] [11] [11]

路基土壤條件 M R 與 CBR 關係， psi

土壤分類壓實度 (%) S γ = 87% S γ = 92% 均衡含水量方法

A-7 M R =2125×CBR M R =1952×CBR M R =2134×CBR

A-6 M R =1469×CBR M R =1277×CBR M R =1194×CBR

A-5

A-4

A-2

95

M R =1510×CBR M R =1437×CBR M R =1371×CBR

A-7

A-6


A-5

A-4

A-2

90


表表表表 12 12 12 12 台北市市區道路路基土壤台北市市區道路路基土壤台北市市區道路路基土壤台北市市區道路路基土壤 M R M R M R M R 與與與與 CBR CBR CBR CBR 關係式參考表關係式參考表關係式參考表關係式參考表 [11] [11] [11] [11]

CBR 值求得條件

壓實度， % 土壤分類

M R 與 CBR 關係式

(psi) 備註

A-7 M R =CBR × 2100

A-6 M R =CBR × 1300 95

A-5, A-4, A-2 M R =CBR × 1400

A-7, A-6 M R =CBR × 2200 90

A-5, A-4, A-2 M R =CBR × 1300

(1)CBR 試驗方法依

據 ASTM D1883

(2) 最大乾密度以

AASHTO T180 方法

求得

( 五 ) 文獻 (12) 研究成果

文獻 (12) 係針對北二高施工材料所進行之研究論文，其相關性如公式 (8) 及圖 4 所示。由於

土壤樣品的 CBR 值泰半皆在 10% 以上，故其理論模式不同於公式 (7) 、亦與 AASHTO 規定

CBR ≦ 10% 之差異性頗大。應用時宜再行確認較妥切。

M R (Kpa) = 5309 × CBR + 125501M R (Kpa) = 5309 × CBR + 125501M R (Kpa) = 5309 × CBR + 125501M R (Kpa) = 5309 × CBR + 125501 (8) (8) (8) (8)

二二二二、、、、 CBR CBR CBR CBR 值與值與值與值與 R R R R 值之關係值之關係值之關係值之關係

文獻 (13) 整理得圖 5 所示。

三三三三、、、、 CBR CBR CBR CBR 值與值與值與值與 K K K K 值之關係值之關係值之關係值之關係

( 一 ) 文獻 (13) 整理得圖 5 所示。

( 二 ) 文獻 (14) 整理結果

1 、詳表 13 及圖 6 所示。

2 、詳圖 7 所示。

( 三 ) 文獻 (15) 整理得表 14 所示。

四四四四、、、、 M R M R M R M R 值與值與值與值與 R R R R 值之關係值之關係值之關係值之關係

( 一 ) AI MS-1 設計手冊規定

AI 在 1997 年於美國加州 San Diego 試鋪道路研究之成果，可以公式 (9) 表示，惟為建立與

CBR 值較佳之相關性，文獻 (10)AI RR-82 將公式 (9) 修正為公式 (10) 所示。

M R (pM R (pM R (pM R (psi) = 772 + 369Rsi) = 772 + 369Rsi) = 772 + 369Rsi) = 772 + 369R (9)(9)(9)(9)

M R (psi) = 1155 M R (psi) = 1155 M R (psi) = 1155 M R (psi) = 1155 ＋＋＋＋ 555R 555R 555R 555R (10)(10)(10)(10)

( 二 ) 文獻 (12) 研究成果

其相關性建議如公式 (11) 及圖 8 所示。

M R (Kpa) = 51292 lM R (Kpa) = 51292 lM R (Kpa) = 51292 lM R (Kpa) = 51292 l nR nR nR nR ＋＋＋＋ 37525 37525 37525 37525 (11) (11) (11) (11)

五五五五、、、、 M R M R M R M R 值與值與值與值與 K K K K 值之關係值之關係值之關係值之關係

土壤 M R 值與 K 值之關係，詳如公式 (12) 及圖 9[16] 所示。

l og M R = 1.415 l og M R = 1.415 l og M R = 1.415 l og M R = 1.415 ＋＋＋＋ 1.284 l og K 1.284 l og K 1.284 l og K 1.284 l og K (12) (12) (12) (12)

六六六六、、、、 K K K K 值與值與值與值與 R R R R 值之關係值之關係值之關係值之關係

文獻 (13) 整理得圖 5 所示。

表表表表 13 CBR 13 CBR 13 CBR 13 CBR 值與值與值與值與 K K K K 值關係參考表值關係參考表值關係參考表值關係參考表 [14] [14] [14] [14]

土壤 AASHTO 分類土壤統一分類 γ d(pcf) CBR (%) K (pci)

粗顆粒土壤

A-1-a 125-140 60-80 300-450

A-1-a GW, GP

120-130 35-60 300-400

A-1-b SW 11 0-130 20-40 200-400

A-3 SP 105-120 15-25 150-300

A-2 類土壤 ( 含高量細顆粒土壤 )

A-2-4

A-2-5

GM 130-145 40-80 300-500

A-2-4

A-2-5

SM 120-135 20-40 300-400

A-2-6

A-2-7

GC 120-140 20-40 200-450

A-2-6

A-2-7

SC 105-130 10-20 150-350

細顆粒土壤 (* 處另詳圖 6)

90-105 4-8 25-165* A-4 ML, OL

100-125 5-15 40-220*

A-5 MH 80-100 4-8 25-190*

A-6 CL 100-125 5-15 25-255*

A-7-5 CL, OL 90-125 4-15 25-215*

A-7-6 CH, OH 80-110 3-5 40-220*

* 細顆粒土壤 K 值受飽和度影響程度較高。

表表表表 14 CBR 14 CBR 14 CBR 14 CBR 值與值與值與值與 K K K K 值關係參考表值關係參考表值關係參考表值關係參考表 [15] [15] [15] [15]

土壤統一分類 γd(pcf) CBR (%) K(pci)

GW 125-140 60-80 ≧ 300

GP 120-130 35-60 ≧ 300

GU 115-125 25-50 ≧ 300

GM 130-145 40-80 ≧ 300

GC 120-140 20-40 200-300

SW 110-130 20-40 200-300

SP 105-120 15-25 200-300

SG 100-115 10-20 200-300

SM 120-135 20-40 200-300

SC 105-130 10-20 200-300

ML 100-125 5-15 100-200

CL 100-125 5-15 100-200

OL 90-105 4-8 100-200

MH 80-100 4-8 100-200

CH 90-110 3-5 50-100

OH 80-105 3-5 50-100

Pt — — —

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

陸陸陸陸、、、、水泥處理土壤可行性說明水泥處理土壤可行性說明水泥處理土壤可行性說明水泥處理土壤可行性說明

「水泥處理土壤工法」是解決極軟弱土壤最經濟、最快速也是最普遍的方式，文獻 (7) 更明確

規定： CBR 設計值小於 2% 時，需考慮土壤置換或進行改良之可行性方案。

基於水泥材料提供了良好的膠結性，因此，水泥處理後之土壤，其 CBR 強度值可輕而易舉地大

於 2% 以上，甚至可以大於 80% 以上而作為底層材料之用。其優異性由此可見一般。本章將扼

要說明如下：

一一一一、、、、水泥處理土壤之選用原則水泥處理土壤之選用原則水泥處理土壤之選用原則水泥處理土壤之選用原則

( 一 ) 依土壤種類而分類

1 、水泥土壤

水泥與土壤混拌，其設計及試驗之依據係以 ASTM 或 AASHTO 為主。若參考美國加州設計方

法 [17] ，則尚包括基底層處理的項目在內。

2 、水泥改良粒料

其目的在於降低土壤之膨脹性與塑性，可增加承載力或工程強度。

3 、水泥改良沈泥質粘土

使用少量的水泥，即可降低土壤之收縮性及膨脹性。

4 、水泥改良塑性土壤

其目的在於改善土壤處於塑性狀態時之彈性。

5 、以水泥處理土壤作為封層或灌漿材料

用以處理極軟弱之地盤或穩定鐵路之路基土壤。

( 二 ) 依土壤篩分析及阿太堡試驗資料而決定

圖 10 係基於土壤篩分析及塑性指數 PI 值予以評估使用何種處理材料較宜，由圖中可顯而易

見：水泥處理所涵蓋之層面係為最廣泛者。

( 三 ) 經濟因素

處理材料之單價、供應、施工機具及經驗、專利與否等項目，亦是決定選用水泥之重要因素。

二二二二、、、、試驗項目與強度值試驗項目與強度值試驗項目與強度值試驗項目與強度值

因設計方法及用途之不同，致試驗項目會有所差異，由表 15 可查出所需之試驗項目及規範名

稱；若試驗室無充足之試驗設備時，短程可用表 16 或公式 (13) ～公式 (18) 求之，長程則仍

應以建立本土性資料庫為宜。

圖圖圖圖 10 10 10 10 基於土壤篩分析及阿太堡試驗資料而選用處理土壤之材料關係圖基於土壤篩分析及阿太堡試驗資料而選用處理土壤之材料關係圖基於土壤篩分析及阿太堡試驗資料而選用處理土壤之材料關係圖基於土壤篩分析及阿太堡試驗資料而選用處理土壤之材料關係圖 [18] [18] [18] [18]

表 16 及公式 (13) ～公式 (18) 中，則以單軸抗壓強度為主。

FS = 0.5 (UC) 0.88FS = 0.5 (UC) 0.88FS = 0.5 (UC) 0.88FS = 0.5 (UC) 0.88 (13)(13)(13)(13)

ST = 0.1662 (UC) ST = 0.1662 (UC) ST = 0.1662 (UC) ST = 0.1662 (UC) －－－－ 11.38 11.38 11.38 11.38 (14)(14)(14)(14)

TS = STTS = STTS = STTS = ST (15)(15)(15)(15)

TS = 0.5 FSTS = 0.5 FSTS = 0.5 FSTS = 0.5 FS (16(16(16(16))))

TS = 0.1 (UC)TS = 0.1 (UC)TS = 0.1 (UC)TS = 0.1 (UC) (17)(17)(17)(17)

FS = 0.2 (UC)FS = 0.2 (UC)FS = 0.2 (UC)FS = 0.2 (UC) (18)(18)(18)(18)

式中： FS ：抗彎強度； psi 。 UC ：單軸抗壓強度 (500 ～ 3000 psi 範圍 ) ； psi 。

ST ：劈裂強度； psi 。 TS ：抗張強度； psi 。

三三三三、、、、品質規定品質規定品質規定品質規定

水泥處理土壤混合料之品質應符合表 17 之規定。若土壤含有 No.4 篩以上之粒料，則水泥處理

後之七天最小抗壓強度可參考圖 11 訂定之。

另若擬採用水泥處理土壤作為底層材料時，可參考圖 12 訂定七天之單軸抗壓強度值。

表表表表 15 15 15 15 水泥處理土壤規劃階段試驗項目表水泥處理土壤規劃階段試驗項目表水泥處理土壤規劃階段試驗項目表水泥處理土壤規劃階段試驗項目表 [18] [18] [18] [18]

試驗方法水泥處理土壤

試驗項目

AASHTO ASTM ( 用於路

基 )

( 用於基底

層 )

1. 土壤勘查、土壤取樣 T86 D420 O O

2. 原狀土壤試驗

(1) 篩分析

T88 D422 O O

(2) 液性限度 (L.L) T89 O O

(3) 塑性限度 (P.L) T99

D4318

O O

(4) － # 4 比重 T100 D854 O —

(5) ＋ # 4 比重及吸水率 T85 C127 — O

(6) 含砂當量 T176 — — O

(7) 洛杉磯磨損 T96 C131 — O

(8)pH 值 T200 E70 O O

3. 水泥處理土壤

(1) 夯實試驗

T134 D558 O O

(2)CBR 試驗 T193 D1883 O O

(3) 單軸抗壓試驗 — D1633 — O

(4) × 乾濕夯壓試驗 T135 D559 O O

(5) × 凍熱試驗 T136 D560 O O

(6) △ M R 試驗 T274 — O O

(7) △ R 值試驗 T190 D2844 O O

(8) 簡便試驗 (Short - Cut Test) PCA Soil - Cement Handbook O O

附註：△任作一種即可 × 非特殊工程、寒冷地區、設備不夠時可省略

表表表表 16 16 16 16 水泥處理土壤相關試驗參考值水泥處理土壤相關試驗參考值水泥處理土壤相關試驗參考值水泥處理土壤相關試驗參考值 [18] [18] [18] [18]

水泥處理土壤試驗項目或特

性粗顆粒土壤細顆粒土壤

備註

單位重 1.6~2.2 t/m3 1.40~2.0 t/m

3 可能高於或低於未處

理者，因延遲拌合或滾

壓而降低

UC=(90~150)C UC=(40~80)C UC 單位 =psi

UC=(0.5~1.0)C UC=(0.3~0.6)C UC 單位 =MN/m2

單軸抗壓強度

(UC)d=(UC)do+klog(d/do)

k= 70C (psi)

k= 0.5C (MN/m2 )

(UC)=(UC)do+klog(d/do)

k= 10C (psi)

k= 0.7C (MN/m2 )

(UC)do=UC 在 do 天

之強度

d= 養治日期， (d ＞

do)

凝聚值

(Cohesion)

C=7.0 + 0.225 (UC), psi

C=0.05+0.225 (UC), MN/m2

基於 C 及 d 因素

摩擦角

(Friction Angle)

40 ~ 45° 30 ~ 40° 因圍壓增大而減少

抗彎與抗張關

係

抗張強度 = (1/5 ~ 1/3) 抗壓強度需要 1~3% 水泥予以

改良

壓力基準之強

度

(σ 1 -σ 3 ) 2 = UC(σ 1 +σ 3 ) ，當 (σ 3 / UC) ＜

0.1

σ 1 = (UC+5σ d ) ，當 (σ 3 / UC) ＞ 0.1

其關係基於 Griffi

Grack Theory

CBR UC 單位 = psi

Et = [1- ] 2 Ei

Ei = Kpa( ) n

抗壓彈性模數

1 × 10 6 ~ 5 × 10 6 psi

7 ~ 35 GN / m 2

10 5 ~ 10 6 psi

0.7 ~ 7 GN / m 2

基於壓力基準

Ei = 初期切線模數

(initial tangent modulus)

ET=(tangent modulus)

σ 3 = 圍壓

P a = 大氣壓力

n=0.1 ~ 0.5

k=1000 ~ 10,000

抗壓回彈彈性

模數

MRC = KC (σ 1 -σ 3 ) -K1(σ3)K2(UC)n

抗彎回彈彈性

模數

MRF = Kf (10) m × uc

K1=0.2 ~ 0.6

K2=0.25 ~ 0.7

n=1.0+ 0.18C

m=0.04(10) -0.186C 有

效圍壓未知

波生比 (ν) 0.1 ~ 0.2 0.15 ~ 0.35

註： C = 水泥含量 ( 重量比 ) ，

UC = 單軸抗壓強度 1psi = 6.89 Pa = 6.89 × 10 -3 MN / m2

表表表表 17 17 17 17 水泥土壤混合料之品質規定水泥土壤混合料之品質規定水泥土壤混合料之品質規定水泥土壤混合料之品質規定 [5] [5] [5] [5]

土壤種類

分類

抗壓強度

kgf /cm 2 說明

AASHTO USCS 7 天 28 天

28 天抗

彎強度

kgf/m2

凍融及濕

乾試驗損

失率最大

%

礫石、砂質土壤

或細砂

A-1, A-2, A-3 GW, GC, GP

SW, SC, SP

21~42 28~70 5~11 14

沉泥質土壤或粘

土質沉泥

A-4, A-5 ML, CL 17~35 21~63 4~10 10

粘土質土壤或粘

土

A-6, A-7 MH, CH 14~28 17~42 3~8 7

四四四四、、、、注意事項暨說明注意事項暨說明注意事項暨說明注意事項暨說明

( 一 ) 台灣地區粒料短絀及河流砂石禁採日趨嚴格等窘境，的確對土木建築業造成重大衝擊，

此時若能就地取材以水泥拌和土壤處理，應是方便又經濟的好方法。

( 二 ) 採用水泥作為拌和材料，皆比其他改良劑或添加劑具備普遍性、價格低、無毒性，且不

具專利性之優勢，故長久以來，只要提出此一工法均較易被大眾所接受。

( 三 ) 拌和程序與一般之土壤施工作業相仿，且滾壓機具以 6 ～ 8 噸為主即可。並可減少棄

土作業之麻煩及運費。

( 四 ) 當改良後之土壤強度值大幅提昇時，可酌予降低現場壓實度，有利於節省施工作業之時

間及滾壓費用。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

柒柒柒柒、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

一、擬定鋪面工程施工材料強度值，著實是一件相當困難且吃力又不討好的事；若設計工程師經

驗不足或敏感度不夠，則必將錯誤百出、無法因應現場千變萬化之狀況，這由本文所蒐集其間強

度替換性的資料觀之，即可窺見端倪矣！不可輕視之。

二、為建立各強度值表示方法之間準確的替代性關係式，建議應同時取樣、同時進行 CBR 、 R 、

M R 、 K 值試驗或水泥處理土壤試拌作業，然後分別求取其相關曲線圖，方可具備高度的信心

與使用性。否則，例如：只作 CBR 試驗，稍未具經驗時，您有把握準確選用那一項替換圖表嗎？

其道理不言可喻。

三、少數工程師逕行採用試驗值的平均值作為設計值，此種作法讓工程必須冒 50% 的失敗風

險，應是不適當的事實，有此習慣者宜儘速改善為是。

四、決定替換性之問題時，應同時考慮土壤飽和度 ( 含水量 ) 及壓實度等情況，以免偏離工址

現況。

五、試驗數據群組進行可靠度線性分析時，其相關係數若 γ ＜ 0.707 或 γ 2 ＜ 0.5 時，不可

逕行採用。此時應重作予以確認或證實的確 γ ＜ 0.707 時，則應廢棄不用。

六、一位優秀工程師除講求技術專業之外，尤應注重經濟性分析、施工性安排及替代方案研擬，

以免任何一個小環節出了狀況而延宕工期。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


由於地表快速變遷，所以需要有效的技術來偵測環境變遷，考量到台灣多雲雨的氣候，所以使用

不受氣候影響的 SAR 影像來進行影像匹配。研究中是以方差與協方差分量加入影像匹配中，藉

由約化觀測量間的不獨立性來給予方差與協方差分量。在此以最佳不變二次無偏差估計式

（ BIQUE) 進行方差與協方差分量估計，此法中最重要的步驟是進行分塊，在此採用類別間方

差法（ Between-class variance ）。以此法將約化觀測量分為兩塊，所以可得到兩個方差分量和一

個協方差分量，分別有其對應的陪伴矩陣，共三個陪伴矩陣。由方差與協方差分量及陪伴矩陣構

成協方差矩陣，然後經由迭代過程達到收斂之後，可得修正後的協方差矩陣，將之求逆可得知各

觀測量所對應的權矩陣，此權矩陣可利後續最小二乘匹配法使用。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


因為地表快速變遷，且人工日益昂貴，為了提高經濟效益，所以需要利用有效的探測技術來完成

地表上資源調查工作。尤其在 921 大地震後災區重建工作資訊需要快速的獲得，更使得遙測科

技漸為大眾所熟知，也逐漸將遙測科技應用領域由國防軍事用途拓展到其他應用範圍。遙測的

技術主要分為被動式及主動式：被動式光學影像具有較易判釋之優點，在應用上較為廣泛，但因

台灣為多雲的氣候，雲層的遮蔽使得可用的地表資料獲取產生困難。而主動式微波影像，如合成

孔徑雷達 (Synthetic Aperture Radar, SAR) 影像，因其不受天候影響，白天與晚上皆可使用 [Chen &

Dowman, 1996] ，可彌補被動式光學影像之不足。

由於不同時期的影像會受影像獲取位置不同、地表輻射特性、幾何位置差異、掃描位置誤差、雜

訊 … 等因素之影響，其品質亦不盡相同，所以兩張同位置影像之灰度值差不為零，在此將其差

分影像當作約化觀測量，試圖將約化觀測量進行分塊，並加入最佳不變二次無偏差估計式 (Best

Invariant Quadratic Unbiased Estimator, BIQUE) ，以此法進行權值的估計，再將此權值引入區域匹

配中之最小二乘匹配法進行影像匹配。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、 SAR SAR SAR SAR 地塊影像匹配求解地塊影像匹配求解地塊影像匹配求解地塊影像匹配求解

在許多報告中，於影像匹配處理過程上，多半於影像空間上完成操作；然而 SAR 影像本身幾何

行為的影響，使得 SAR 影像在影像空間上的影像匹配操作有其困難性，其影像與光學影像在成

像原理上有著顯著的差異，加上前坡縮短 (Foreshortening) 、陰影 (Shadow) 、疊置 (Layover) 等

效應，使得在影像空間匹配之成效不彰。故本研究考量地形效應對於 SAR 影像所造成的影響，

在 SAR 影像的影像匹配部分使用數值地形模型間接將匹配執行空間由像空間轉換至物空間，於

物空間中進行最小二乘匹配。

一一一一、、、、地塊影像匹配求解模式地塊影像匹配求解模式地塊影像匹配求解模式地塊影像匹配求解模式

本研究利用地塊影像 [ 黃金城， 2002] 來進行影像匹配，採用區域匹配中的最小二乘匹配法來

進行影像匹配。一般影響影像灰值分佈的重要因素主要有輻射畸變以及幾何畸變兩大類，其亦為

影響影像匹配的主要因素。在匹配模式中引入這些變形參數，同時利用影像灰值差的二次形之最

小二乘原則來求解這些參數。

在兩張影像相對幾何變形不太嚴重的情形下，可以用六參數仿射轉換來轉換兩影像間之坐標關

係，即：

(1)

另外可以加入影像匹配輻射之平移（）與尺度（）轉換參數進行輻射轉換，以改正相對

之灰值差，即：

(2)

將式 (1) 代入式 (2) 可得：

(3)

其中，是灰值平移參數，是灰值尺度參數，是目標陣列坐標，是

搜尋陣列坐標，而表示經做仿射轉換後的坐標在

搜尋窗中的灰值。式 (3) 為非線性方程式，因此須將其線性化再行迭代計算。

(4)

其中，為之初始值；則是

之增量；、之係數則是由搜尋窗灰值函數對幾何參數偏微分。然而，

真實灰值函數是無法得知的，其影像之灰值乃是灰值函數加上雜訊而來：

(5)

其中，和分別是目標影像和搜尋影像的灰度觀測值，和分別是目標影像和搜

尋影像的灰度真值，和分別是目標影像和搜尋影像的雜訊。同樣以二個輻射轉換參

數以及六個坐標轉換參數為例，可令各未知參數的初始值為：

(6)

將式 (5) 、 (6) 代入式 (4) 之後取代下式中的，可得：

(7)

令為約化觀測量；待求未知參數為：

(8)

(9)

為未知數係數矩陣，其維度為 ( 是觀測量的數目，是未知參數的數目 ) ；則

式 (4) 可寫為間接觀測平差方程式；，以求解出各項轉換參數，為灰

值差之殘差。迭代計算使未知數近似值的增量逐漸收斂，則此時得到的未知數矩陣即為各項轉換

參數。

二二二二、、、、方差與協方差分量估計方差與協方差分量估計方差與協方差分量估計方差與協方差分量估計

方差與協方差分量（ Variance and Covariance Components ）能藉最佳不變二次無偏差估計式求解

之 [Koch, 1999] 。其基本概念為：先對各觀測量分塊並將每塊之觀測量所得資訊進行方差與協

方差分量估計，並依此求解出每塊觀測量所對應之權矩陣。本研究即依此權值嘗試求解地塊影像

匹配之協方差矩陣，以利後續進行最小二乘匹配法之用。

( ( ( ( 一一一一 ) ) ) ) 分量估計的方法分量估計的方法分量估計的方法分量估計的方法

當觀測量分成 m 塊，且該觀測量所屬之正定的 (Positive Definite) 協方差矩陣：

(10)

由個對稱的子協方差矩陣，所組成；起始的為

已知，為未知。根據陪伴矩陣，可以最佳不變二次無偏

差估計式，進行方差協方差分量估計，方差協方差分量即向量，其元素需視分塊數量而定。

解算方差與協方差分量，即求解向量：

(11)

此基本式如下：

；

(12)

；

(13)

其中對於式中之如下：

(14)

其中，為約化觀測向量。

( ( ( ( 二二二二 ) ) ) )分量估計分組的依據分量估計分組的依據分量估計分組的依據分量估計分組的依據

在此研究中使用類別間方差法 (Between-Class Variance) ，此法可將影像分成不同塊數，但因本研

究只將影像分為兩塊，故只介紹分為兩塊之作法。

首先，定義影像灰度值的機率以表示，如下：

;

(15)

其中，表示灰度值為的個數，則：

, ;

(16)

, ；

(17)

最佳的準則使用在兩層門檻值，如下：

(18)

為類別間方差的最大化門檻值，所以就是將影像分為兩塊的門檻值 [Tsai, 1995] 。

( ( ( ( 三三三三 ) ) ) )陪伴矩陣的設計和初值的給予陪伴矩陣的設計和初值的給予陪伴矩陣的設計和初值的給予陪伴矩陣的設計和初值的給予

在進行方差分量估計時，必須設定並給予陪伴矩陣初值，以進行方差分量估計之計算，本

研究依類別間方差法將目標影像與搜尋影像的差分影像進行分塊，將其分為兩塊。所以可得兩

個方差分量的陪伴矩陣 ( , ) 和一個協方差分量 ( ) 的陪伴矩陣，一共有三個陪伴

矩陣 ( , , ) 。舉例說明：將下面的 3×3 影像 ( 圖 1) 分成兩塊，會有兩個方差分

量和一個協方差分量，分別各帶有一個對應的陪伴矩陣 ( , , ) 。

圖圖圖圖 1 1 1 1 視窗大小視窗大小視窗大小視窗大小 3×3 3×3 3×3 3×3 的說明例子的說明例子的說明例子的說明例子

(19)

1• 方差分量與其陪伴矩陣

第一塊方差分量的陪伴矩陣為，第二塊方差分量的陪伴矩陣為，方差分量的陪伴矩陣

是在其斜對角線部份有值，在此例子中第 1 、 2 、 3 、 5 像素 ( 根據電腦左上到右下讀入

順序 ) 為第一塊，所以在斜對角線上第 1 、 2 、 3 、 5 個位置上有值；而第 4 、 6 、

7 、 8 、 9 像素為第二塊，所以在斜對角線上第 4 、 6 、 7 、 8 、 9 個位置上有值，

如圖 2 和圖 3 所示 ( 黑實心圓的部分值給 1 ，空心圓的部分值給 0) 。

圖圖圖圖 2 2 2 2 第一塊方差的陪伴矩陣第一塊方差的陪伴矩陣第一塊方差的陪伴矩陣第一塊方差的陪伴矩陣圖圖圖圖 3 3 3 3 第二塊方差陪伴矩陣第二塊方差陪伴矩陣第二塊方差陪伴矩陣第二塊方差陪伴矩陣

2.協方差分量與其陪伴矩陣

第一塊和第二塊之間的關係由協方差分量來詮釋，此協方差分量的陪伴矩陣為，協方差分

量的陪伴矩陣是在非斜對角線部份有值，在此例子中第 1 、 4 像素、第 1 、 6 像素、第 1 、

7 像素、第 1 、 8 像素、第 1 、 9 像素和第 2 、 4 像素、第 2 、 6 像素、第 2 、 7 像

素、第 2 、 8 像素、第 2 、 9 像素和第 3 、 4 像素、第 3 、 6 像素、第 3 、 7 像素、

第 3 、 8 像素、第 3 、 9 像素和第 5 、 4 像素、第 5 、 6 像素、第 5 、 7 像素、第 5 、

8 像素、第 5 、 9 像素是屬於此種關係，所以分別在其對應的位置填值，如圖 4 所示 ( 灰實

心圓的部分值給 0.1 ，空心圓的部分值給 0) [Wang et al. , 1998] 。

圖圖圖圖 4 4 4 4 第一塊和第二塊之間的協方差陪伴矩陣第一塊和第二塊之間的協方差陪伴矩陣第一塊和第二塊之間的協方差陪伴矩陣第一塊和第二塊之間的協方差陪伴矩陣

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、實驗與結果分析實驗與結果分析實驗與結果分析實驗與結果分析

一一一一、、、、研究資料研究資料研究資料研究資料

本研究使用 Radarsat-1 衛星拍攝之 1998 年三張台灣北部 SAR 影像 (5 月、 6 月和 7

月各拍攝一張，以 5 月的做目標影像，分別匹配 6 月和 7 月的影像 ) ，影像基本相關

資料說明列於表 1 中，目標影像如圖 5 所示，其涵蓋範圍於 N 向 50 km 與 E 向 35

km ，研究所選擇之匹配點位皆為池塘轉折點以及道路交叉點，一共測試 54 個共軛點

( 細分為池塘 33 個、道路 21 個 ) ，以 5 月影像為目標影像，以 6 月及 7 月為搜

尋影像，所以共有 54 × 2=108 個匹配案例。

表表表表 1 1 1 1 實驗影像相關資料實驗影像相關資料實驗影像相關資料實驗影像相關資料

名稱 Radarsat-1 衛星影像相關資料

軌道平均高度 798 km

方位解析力 4.64 m

測距解析力 4.95 m

波段 C Band

波長 5.6 cm

偏極 HH

軌道傾角 98.6 deg

側視方向向右側視

圖圖圖圖 5 Radarsat 5 Radarsat 5 Radarsat 5 Radarsat----1 SAR 1 SAR 1 SAR 1 SAR 影像影像影像影像 (1998 (1998 (1998 (1998 年年年年 5 5 5 5 月的北台灣月的北台灣月的北台灣月的北台灣 ) ) ) )

進行方位參數精度評估中，在 Radarsat-1 影像之檢核點的 RMS 約為 2.2 pixels ，所使用之控制

點數與檢核點數皆為 30 個 [ 邱文欽， 2003 ] 。

二二二二、、、、成果分析成果分析成果分析成果分析

圖圖圖圖 6 6 6 6 不同視窗尺寸對池塘影像不同視窗尺寸對池塘影像不同視窗尺寸對池塘影像不同視窗尺寸對池塘影像 ( ( ( ( 左左左左 ) ) ) ) 和道路影像和道路影像和道路影像和道路影像 ( ( ( ( 右右右右 ) ) ) ) 之匹配成果之匹配成果之匹配成果之匹配成果

圖圖圖圖 7 7 7 7 不同視窗尺寸對整體影像之匹配成果不同視窗尺寸對整體影像之匹配成果不同視窗尺寸對整體影像之匹配成果不同視窗尺寸對整體影像之匹配成果 ( ( ( ( 斜距方向斜距方向斜距方向斜距方向 ) ) ) )

視窗大小 7 × 7 時，在池塘部分的成果中，相較之等權情況增進 25% ；但在道路部份的成果中，

相較之等權情況惡化 5% 。道路部份的成果隨著視窗大小變化有著不穩定的現象，推斷是道路

部份分為兩塊並不是其最佳的分塊數目；但池塘部分的成果穩定且視窗大小 7 × 7~15 × 15 都有

0.1 pixels 以上的改進，所以推斷池塘部分分為兩塊為合理且恰當的。

由此可見，不同性質的匹配點應有不同的分塊數目；且加入 BIQUE 調權之後可將匹配視窗變小

且成果亦可接受， BIQUE 適當匹配視窗為 9 × 9~13 × 13 ，建議匹配視窗為 11 × 11 。

三三三三、、、、誤差直方圖誤差直方圖誤差直方圖誤差直方圖

以 11 × 11 的視窗大小為例，說明誤差在 ± 1 pixels 之間的直方圖分佈情形。

1. 於等權時，如圖 8 所示。

2.於加入方差與協方差分量時，如圖 9 所示。

( 備註：說明匹配成功但較差超出± 1 pixels 的點位數目。等權時， Line 方向 5 個， Sample 方

向 3 個；加入方差與協方差時， Line 方向 5 個， Sample 方向 3 個。 )

由圖 8 和圖 9 可知，因為觀測量高達百個，所以都具有常態分佈的特性；且加入方差與協方差

分量之後，其誤差平均值均往 0 接近， Line 方向 RMS 降低 18% ， Sample 方向 RMS 降低

13% 。

圖圖圖圖 8 8 8 8 等權時視窗大小等權時視窗大小等權時視窗大小等權時視窗大小 11 × 11 11 × 11 11 × 11 11 × 11 之較差直方圖之較差直方圖之較差直方圖之較差直方圖

圖圖圖圖 9 9 9 9 加入方差與協方差時視窗大小加入方差與協方差時視窗大小加入方差與協方差時視窗大小加入方差與協方差時視窗大小 11 × 11 11 × 11 11 × 11 11 × 11 之較差直方圖之較差直方圖之較差直方圖之較差直方圖

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

一一一一、、、、加入 BIQUE 調權之後，在較小的匹配視窗下有較佳的表現，實驗中在匹配視窗 9 × 9~13 ×

13 pixels 時，加入方差與協方差分量相較於等權的情況，RMS 約可改進 0.1 pixels 。本實驗參

考真值的量測精度為 RMS_D=0.7 pixels ，在匹配視窗 7 × 7~9 × 9 pixels 時，加入方差與協方差

分量之後 RMS_D 都由大於 0.7 pixels 改善為小於 0.7 pixels 。 ( 例如匹配視窗 9 × 9 時，等權

RMS_D=0.74 pixels ，加入方差與協方差分量 RMS_D=0.65 pixels 。 )

二二二二、、、、本實驗之匹配地塊影像為池塘轉角點及道路交叉點，在池塘影像部分，由於物件較明顯且

單純，所以將之分成兩塊應為恰當；在道路影像部分，由於道路以外尚有其他物件，又因影像辨

識困難，無法判斷其他物件，故在本實驗仍將道路之地塊影像僅分成兩塊，雖不太恰當，但仍可

以接受。

三三三三、、、、加入 BIQUE 調權適用於匹配視窗較小時；當匹配視窗增加至 17 × 17 以後，由於增加過

多不必要的資訊，反而會使得成果惡化 ( 匹配視窗 17 × 17 時，等權 RMS_D=0.40 pixels ，加入

方差與協方差分量 RMS_D=0.49 pixels 。 ) ，所以此時只須執行等權的最小二乘匹配法即足。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

摘摘摘摘要要要要

水泥混凝土在營建工程中，佔著極重要的份量，其不但為最基本的材料，也是極重要的材料。故

其具有某些優良特性所致，然而也伴隨著缺陷，深深困擾著設計者和施工者。如今，許多建築物、

構造物日趨複雜，多樣化及高聳建築物形狀要求日益活潑，再加上台灣地區位處於地震帶，為抗

震需求，鋼筋使用量增加，施工過程困難度也隨之增高。昔日，傳統混凝土靠振動器使用完成澆

灌，但對於尺寸變化大及外型特殊之結構者而言，振動器可能無法發揮作用，或無法使用之窘境，

因此，也出現蜂窩、孔穴及析離等現象。

自充填混凝土之開發與運用，不僅可解決混凝土之澆置問題，更可免除搗實工作，使混凝土品質

大幅提昇，同時達到施工合理化、省力化，減少技術工人需求及縮短工期等自動化目標。

自充填混凝土組成材料多，變異性大，故在應用前，需對其製造原理和特性有足夠認知。當實務

應用時，方能對其可能發生的問題，作有效的預防，工程品質方得確保。以 SCC 材料施工，優

良的配比設計和生產管理是成功與否的兩大關鍵。配比設計之好壞，決定在個人之創意和經驗之

累積；而生產管理，則需仰賴健全的管理機制，必須有良好的檢驗與管制程序、教育訓練、適當

的分析與檢討能力，使產製作業程序標準化，才有優質之產品。但如何確保其具有優質之能力，

藉由第三者公正立場來確認是有必要的。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


從九二一地震後，發現鋼筋混凝土構造物損壞、倒塌的原因涉及設計、施工、材料不當使用的問

題，但混凝土材料品質的因素，亦為普通存在的原因，其弊端諸如不按配比生產，摻用海砂，不

當使用飛灰填充料，任意加水等。再加上澆置過程搗實不確實，養護不當，致造成材料品質不佳

使結構物發生瑕疵，因而使人民生命財產蒙受重大的損失。吾身為工程界的一員，真是感同身受，

對於以上發現的諸多弊端，無不時時刻刻思考要如何去改善他！幸運地，有機會參與中二高國道

工程的監造，其中一段烏日穿越橋工程，被指定使用自充填混凝土，個人亦榮幸地參加此團隊，

得以投入研發此新材料和工法的工作，且本司為配合工程業界提昇混凝土品質的決心，乃投入甚

大的人力、物力、財力，和國立交通大學土木工程系共同研發中低強度的自充填混凝土，成果豐

碩，並陸續應用推廣至南投縣政大樓新建工程、高鐵烏日站區部份工程、台中大里、霧峰等民宅

市場重建工程，獲得業界熱烈的迴響和讚揚；相對的，業界因而亦蔚成一股風潮，使用之案例亦

日漸增多，好評之聲不?於耳，亦讓工程界之先進專家學者們都信誓旦旦地推估，不久之將來，

台灣地區使用自充填混凝土，將有替代傳統混凝土的趨勢，勢必成為廿一世紀工程界的主流產品。

由於使用自充填混凝土的案例愈多，施工實務衍生發現的問題也愈來愈多，為了釐清一切原因，

產官學界乃更積極投入相關方面的研究和參與，獲得更多之驗證和解答，使工程界的同仁們，都

能深刻地認知此材料之特性與應用，而不必重蹈前人錯誤的旅程而走了許多冤枉的路。但相對

的，台灣地區仍有部份市儈氣重的商場投機分子，忽視康莊大道於面前而不行走，唯利是圖，擅

用投機取巧之手段，致正派的經營業者無法與之抗衡，退出市場不願繼續投資研發。本人有鑑於

此，希望透過此季刊園地，將業界部份人士所作之不正當手法公諸於此，作為參考；另外，個人

在研討會、工地觀摩遭遇之問題或是先進們不吝指正之問題，都將逐條地在內文中敘述，並提出

建議性的解決對策，如有不對或說明不清之處，亦盼各位先進不吝指正。

自充填混凝土的研究和發展，在台灣已行之多年，成果也相當豐碩，倒是推廣應用階段前些年來

如蝸牛牛步化的前進，尤其在公共工程之推廣應用，與私人工程比較，相形之下顯得窒礙難行，

追查其原因，部份人員的保守心態和違反部份業者之既得利益等，都是其中的主因。姑且不論此

因果，本司研發團隊和工程先進不計成果地繼續努力，仍積極地投入施工綱要規範、試驗規範、

使用手冊之草擬編撰，經先進、專家、學者的指導與訂正，終於完成，提送工程會和國家標準委

員會審查獲得通過，並分別於民國 92 年、 93 年頒佈，使工程人員有所依據與參考。進而在施

工實務中發現水中混凝土施作時，瑕疵甚多，使地下結構物常處於岌岌可危之窘境，譬如連續壁

的漏水造成之崩塌、基椿之斷樁、包泥等都可能危及人民的生命與財產。因此，本司乃繼續投入，

委託交通大學土研所辦理研發，並於 94 年初完成研發工作，成果發表陳列於圖資室供同仁參

閱。至於如何將研發成果應用於實務上，則為現階段努力之目標。個人亦將透過短短的篇幅內容，

將高黏滯度混凝土 ( 日本稱之為水中不析離混凝土 ) 的特性和應用作簡略地介紹。

混凝土發展追求的目標，不外乎強度的提昇、延長耐久性、工作性的改善和經濟性的確保，近年

來再加上符合環保需求，資源再生利用。這些欲追求之目標都須具備有優質的生產管理和良好的

品質控制的條件下方能達到，故生產者如何配合自我品質提昇，在制度、技術、管理、品保、行

銷大幅改善，才能再創獲得消費者肯定之契機。並透過健全管理機制，激發混凝土預拌業強化品

管，投資研發，加強人、機、料之品質，以生產高品質的產品，至於如何確認預拌廠具有生產品

質良好混凝土之能力，唯有透過預拌廠評鑑制度，藉由第三者公正立場來確認，以確保混凝土工

程品質。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、自充填混凝土基本原理自充填混凝土基本原理自充填混凝土基本原理自充填混凝土基本原理

一個新產品的產出，瞭解其基本原理，將有助於材料之選購和產品的應用，所謂自充填混凝土

（ Self-Compacting Concrete ），簡稱 SCC ，乃利用較黏稠的水中懸浮性粉體材料，托住粗、細

粒料。充分拌和後，所有組成材料，皆懸浮於拌和水中，粗粒料摩擦阻力降至最低，新拌和混凝

土變形能力大增。因此，材料得予免振動、免搗實，而得到最佳的充填性能。但是，如何能配出

一適當的黏稠漿料，能量足夠托住粗、細粒料，使材料具備有高流動性、自充填性呢？除須就組

成的材料有充分認知外，材料組成之比例、添加之順序、品質控制等，工程師更須發揮智慧的創

意去應用，並透過配合設計的手段，方能獲得滿意的成效。故後面的篇幅，將對於組成材料的特

性和配比設計上做概略性之敘述和介紹。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、自充填混凝土組成的材料和配比設計概述自充填混凝土組成的材料和配比設計概述自充填混凝土組成的材料和配比設計概述自充填混凝土組成的材料和配比設計概述

一一一一、、、、混凝土材料的選擇混凝土材料的選擇混凝土材料的選擇混凝土材料的選擇

混凝土結構物被人所可考量的，不外乎安全性、經濟性、美觀以及耐久性等。近年來，先進國家

的工程師們，認為耐久性應為探討結構物之首要原因，因而常將結構物的耐久性作為研究的主

題。此外，更發現耐久性降低的原因大致有以下兩項：首先是混凝土結構物所處環境及荷重作用

之外在原因；其次，則為混凝土本身物性變化的內在原因。然而，實際的混凝土很少是個別要因

的作用而導致其機能衰退，一般都是由於外在因素和內在因素的相乘作用和若干要因的複合作用

而產生劣化。故要謀求提昇混凝土結構物的耐久性必須具備：

(一)「設計」必須考慮到作用在混凝土面的劣化原因。

(二)選定耐久的材料。

(三)良好的施工。

因此，從事營建業的技術人員不僅能著眼於 Know how 上面，還必須具備組成材料間相互關聯

的足夠知識。此外，在選定材料之際，必須充分了解材料的基本物理和化學性質，就其特性而選

購，方能使結構物完成使用後達到其預期之壽命和完整性。

二二二二、、、、個別之材料個別之材料個別之材料個別之材料

(一)水泥：可使用 Type Ⅰ或 Type Ⅱ之水泥產品，由於水泥之物、化性質在其他專業文章中已有

非常多的敘述，本章節則不再贅述，請參考其他文章。

(二)飛灰：係卜作嵐材料的一種，其品質因粉煤品質及鍋爐運轉狀況而變化；一般顆粒含炭量低，

球型顆粒多，玻璃質含量多，即為優良品質之飛灰。飛灰分為 C 類及 F 類兩種，國內目前多

在混凝土拌和時，直接摻用飛灰以取代水泥和砂。一般而言，飛灰之添加於混凝土，可提升工

作性、降低泌水率，不易產生材料析離，及由於飛灰的卜作嵐效應，對混凝土中之毛細孔有細化

與堵塞作用，能抑制氯化物對混凝土中之鋼筋的侵蝕和抗硫酸鹽之性能。並且飛灰可與水泥中之

鹼性物質發生反應，而減少鹼 — 粒料反應。但進料管制時須注意其燒失量，施工作業時，需考

量其凝結時間長，強度成長較慢、拆模時間晚，及澆置過程中容易產生浮漿和浮水現象。

(三)爐石粉：大部分使用水淬爐石研磨成細粉，可部分取代水泥，水化作用則分為兩部分：早期

是經由水化反應，而晚期是藉由卜作嵐反應而成。早期強度低，晚期強度則因卜作嵐反應不斷進

行而提高強度及耐久性。由於爐石粉末顆粒較小，且圓表面光滑、間隙緻密，當用水量固定，可

增加坍流度。添加爐石粉於混凝土，其滲透性將大為降低，抗硫酸鹽和鹼骨材反應將大為增強，

可防阻鋼筋腐蝕，增加彈性模數值，提昇構造物的耐久性。

(四)矽灰：係由高純度的石英與煤在電弧爐中加熱至 2000 ℃ 所產生矽金屬及鐵矽合金所濃縮的

副產品。其成分為高含量非常細球型顆粒的二氧化矽，約佔 85~98 ﹪，其餘為少量的金屬化合

物。由於矽灰質有較高之親水性，因此添加之矽灰量和需水量之間有密切的關聯性，在固定坍度

下需水量是會隨矽量增加而增加，所以在不增加用水量的理想工作度要求下，矽灰必須與強塑劑

一起使用，方能發揮其最大功效。適切使用，可提升混凝土強度，以及改善混凝土抗酸性及提昇

耐久性，取代用量比例由試拌求得（一般不超過 10 ﹪）。

(五)化學摻料：以強塑劑或高性能減水劑之摻料使用為最佳。先決條件為材料品質需符合

CNS12283 、 CNS12833 之規定。部分 SCC 為增加其漿體黏滯度，化學摻料中則添加增黏劑配

合使用。

三三三三、、、、配比設計概述配比設計概述配比設計概述配比設計概述

不難發現，從自充填混凝土的原理機制中，其與一般混凝土明顯差異是透過添加適量之卜作嵐材

料和化學摻料，使其在新拌混凝土階段的流動性及模板充填能力得以增加，實務上與其硬固後之

物理性質或力學性質並無直接的關聯性。但使用 SCC 的精神，是在改良混凝土的物理性質（流

動性 / 模板充填能力）為手段，來達到確保鋼筋混凝土構造物品質與可靠度為目的；同時，藉

由良好而確實的模板充填，亦可提高鋼筋混凝土構造物整體的耐久性及強度。故如何透過良好

的配比設計和生產管制，加上良好的施工作業，則優質的 SCC 材料就自然形成了。

由於 SCC 之合格與否，反應於其充填性良好與否，為達到其自充填性，在配比上將有如下特徵：

(一)限制粗粒料用量、最大顆粒尺寸、細粒料率。

(二)使用強塑劑以達到高流動性與鋼筋間通過率。

(三)採低水（灰）粉比，高粉體量（飛灰、爐石、水

泥等）以達到抗析離性。

(四)亦可使用增黏劑達抗析離之目的。

就個人參加工地施作前說明會或至工地試驗室觀

摩，常發現配比設計施作中，粗粒料之用量及最大粒

徑之選用，皆朝用量少和粒徑小之情況施作，經常超

出使用量之建議值下限，其主要原因為通過相關檢驗

容易，就如同施作砂漿（非混凝土）一般，勢必容易

通過；但是，一昧的減少粗粒料最大尺寸和使用量，

將會導致粉體料之使用量增大，混凝土硬固後，彈性

模數值降低，乾縮潛變值增大，及混凝土中性化的程

度加劇，影響結構物耐久性，因而不可不慎。故如何

推出拌和廠評鑑制度，作有條件之規範和約束，實有

迫切之需要。

固然，良好的配比設計為產製優質之 SCC 的首要要

因，而在施作過程中之作業程序要領和注意事項為

何，坊間參考書籍或論文甚多，本篇幅則不詳述，僅

提出一配比設計流程圖供參考。（詳圖 1）

肆肆肆肆、、、、自充填混凝土的生產管理與品質管制自充填混凝土的生產管理與品質管制自充填混凝土的生產管理與品質管制自充填混凝土的生產管理與品質管制

自充填混凝土的優劣與否，其關鍵在於新拌階段是否有周全的配比設計和搭配優質之生產管理和

管制。因 SCC 材料為一自動化之材料，在施工作業階段，人為之因素所產生的弊端，可降至最

低。真正人為影響品質之因素，大部分在於配比設計和生產之過程中，故在配比設計和生產過程

中，管制嚴謹與否，將影響最終的產品品質，這是 SCC 材料異於一般混凝土之所在。其生產管

理與產製應注意下列各點：

一、預拌混凝土廠的選擇應考慮生產配備、輸送時間、混凝土運送能量及品質控制情況。

二、 SCC 應在工廠內製造，且其設備、操作及材料都應在適當的控制之下。其產製工作應由有

SCC 生產經驗的工程師來執行

三、粒料之儲存，不同級配應分別加以儲存；並應避免其表面水之變異性過大。

四、材料秤重設備應在規定容許範圍內。

五、拌和機規格應符合 CNS3090 之規格，尤以使用強拌式拌和機為佳。

六、 SCC 材料的拌和方法應通常建立自現場經驗或試驗。且拌和機施作前需通過拌和機效能試

驗之驗證。

七、廠拌：在正式生產前，應先以試拌之指定配比所使用之材料及廠內拌和機加以生產，以確認

可獲得所要的性能。若不符合，指定配比應相對的加以修正。

八、在每日生產前，應確認材料之品質，如級配曲線有所變化，應隨時加以修正；游離水之測定，

應每日執行，以隨時調整配比用水量。

九、生產之工程師在生產工程中，應隨時觀察產品是否有異樣；出廠前，產品應檢驗以確保完全

符合品質要求，方能出廠。

十、模型模擬試驗：做些模型試驗之施作，可對產品的品質做確認，和藉以改進團隊的默契與合

作，檢討和改進，可作為下次執行時之參考和依據。

以 SCC 材料施工，最大的意義在於混凝土充填程度與鋼筋混凝土間之握裹程度都可獲得確保。

只要是檢驗合格的 SCC 材料，即可自動充填至模板、鋼筋間各角落，無須考慮振動搗實作業無

法落實。且施工當時，對不合格或未達標準之材料即時可檢驗出，可輕易把關，予以立即處置，

避免事後的困擾；換句話說，材料品管更容易落實。然而這種特性，固然會造成預拌廠在生產與

品管上的難度增加，但相對的，亦可證明以 SCC 材料施工，關鍵在於配比設計與產製過程。只

要過程中做好品質管制，則以 SCC 施工，成功的機會是指日可待了。

伍伍伍伍、、、、使用自充填混凝土常見的問題與對策使用自充填混凝土常見的問題與對策使用自充填混凝土常見的問題與對策使用自充填混凝土常見的問題與對策（（（（ Q & A Q & A Q & A Q & A ））））

近年來，台灣地區使用自充填混凝土施工案例日漸增多，相對的，衍生的問題亦發生不少。個人

就參加研討會和工地觀摩，先進們所提出和發現的問題，分類彙整；並依個人淺見和請教專家學

者，得到之改善方法和對策逐條分述於後。

一一一一、、、、何謂何謂何謂何謂 SCC SCC SCC SCC ？？？？何謂何謂何謂何謂 HPC HPC HPC HPC ？？？？ SCC SCC SCC SCC 又與高流動化混凝土有何不同又與高流動化混凝土有何不同又與高流動化混凝土有何不同又與高流動化混凝土有何不同？？？？

答：美國混凝土學會（ American Concrete Institute, ACI ）對高性能混凝土（ High Performance

Concrete, HPC ）所下的定義中，指稱 HPC 為性質優於普通混凝土或傳統混凝土的混凝土（可

能一項或多項）。其性能如高強度、高流動性、高耐久性、高水密性、自充填性等。而 SCC 為

高流動性、自充填性等優於普通混凝土，故 SCC 實為 HPC 之一支（種）。而高流動化混凝土

指的是其流動性高，優於普通混凝土，亦是 HPC 的一支；在市場上，其和 SCC 常為工程界人

員所混淆，認為 SCC 和高流動化混凝土是一樣的。其實，兩者是不同的，主要差異是 SCC 具

備高流動性、自充填性的材料，且施作時，免振動、免搗實。而高流動化混凝土（ Slump ≧ 18c

m 時即可稱之）具備高流動性，但不一定具有自充填性，施作時仍需仰賴振動棒來搗實，兩者

的差異性是蠻大的。

二二二二、、、、配比設計階段配比設計階段配比設計階段配比設計階段，，，，預拌廠和業主倆者常產生的問題預拌廠和業主倆者常產生的問題預拌廠和業主倆者常產生的問題預拌廠和業主倆者常產生的問題？？？？

答：

（一）某些業主對於自充填混凝土的材料組成認知不夠，乃秉著昔日施作一般混凝土的習性，由

預拌廠主導協請化學摻料廠商幫忙做配比試拌。摻料廠商常為了通過自充填性檢驗容易，一昧放

小粒料最大尺寸和降低粗粒料使用量，形同砂漿（因粗粒料少）通過檢驗；想當然爾，通過檢驗

是必定的，但後遺症也應運而生（前面內容已提過），故委請專業機構做配比設計，在先期階段

是有必要性的。（此點內容是個人參訪各工地實驗室做 SCC 配比設計最常見的手法）

（二）在做 SCC 配比設計時，常忽略坍度損失之考量，造成材料運至工地時，無法泵送，使工

程施作中斷或無法進行，蒙受人力、物力之損失；不然，就是添加水，直接澆置入結構物，造成

材料析離或蜂窩等現象，誤導業主或消費者對此材料之正面形象。我們知道， SCC 材的兩大法

寶，就是添加礦物摻料和化學摻料。礦物摻料的來源一般而言較為穩定，唯讀化學摻料的品質良

莠不齊，其原因不外乎是業主來價低，一分錢一分貨，廠家們為了生存削價競爭，來源品質當然

堪慮。故依個人在台中、屏東大鵬灣工地時作 SCC 配比設計時，發現一共同的問題 - 很多化

學摻料的廠商，常拿使用在高流動化混凝土的摻料提送在 SCC 試拌時使用，最後會發現一共通

結果，就是初始自充填混凝土相關檢性檢驗皆符合，但 10 分鐘後，則發現材料析離，無法通過

相關檢驗。解決之道：應在預拌廠、業主、摻料廠商之間，建立一合理的利潤機制，共存共榮，

方能解決此一問題，以免徒增無謂之浪費。

（三）優質粒料之選定，常影響配比設計之成敗。例如：粒料之粒形不佳（扁平過多），含泥

量（通過＃ 200 號篩之材料）過多，級配曲線不佳，都容易造成架橋現象（箱型槽通過鋼筋間

隙試驗，粒料集中於鋼筋後，無法通過之現象），造成自充填性檢驗無法符合，尤其以料源材質

為頁片岩輾碎產出之粒料為最明顯。並據個人之經驗，長寬比；寬厚比 5 ： 1 之比例佔總粒料

質量 15 ﹪以上時，架橋現象尤其明顯。改善之策：料源需考慮更換。另外，進口對岸大陸之細

粒料（砂），若是殘缺級配（＃ 30 以下殘缺），材料粗糙，容易造成架橋現象，改善之道只

要添加本土細粒料混合使用即可。

（四）配比設計之驗證資料，業者廠商常存有一錯誤的觀念，就是某一強度等級之配比報告（使

用 A 地就近取材之料源），可適用至各工地；簡單說，就是一套配比走天下。其實，這是個非

常錯誤的觀念，就一般混凝土而言，粒料之取得，溪河之上、中、下游所取得的級配都不盡相同，

再加上水泥、摻料之摻配拌和，特性與結果當然都不可能會相同。且 SCC 組成材料更為複雜，

相對的，就是變異性大，怎有可能一套配比走天下呢？！解決之道很簡單，唯有依結構物特性選

定之材料，作一套符合性之配比設計。（此類現象，在業界存在甚久，相對的，易引發混凝土品

質之憂慮性）並及早推行預拌廠之評鑑制度，激勵預拌廠強化品管，提昇人、機、料之品質，混

凝土品質方得確保。

（五）自充填混凝土配比設計，設計強度（ f ’ c ）越低者越難做，高設計強度者（≧ 420kgf/c

㎡），則相對容易。由於低設計強度水膠比大，相對的，水泥使用量少，粗細粒料使用量大，為

滿足自充填性，其漿體量是和稠度明顯不足以托住粗細粒料，容易造成析離，導致無法滿足自充

填性。而高設計強度者正好相反，故較易做配比設計，解決之道，為低設計強度之配比設計中，

粉體料不足，漿體稠度低，可適量添加石灰石粉或其他惰性材料。因惰性材料不產生卜作嵐反應，

沒有強度的產生，但可彌補漿體之不足，可使材料滿足自充填性。但此材料（粉末狀）產量少、

單價高，整體單價增加不少，顯然不夠經濟。

三三三三、、、、生產業者生產業者生產業者生產業者 ---- 預拌廠在生產過程中最常發現之缺失為何預拌廠在生產過程中最常發現之缺失為何預拌廠在生產過程中最常發現之缺失為何預拌廠在生產過程中最常發現之缺失為何？？？？

答：沒有設置足夠數量之粒料儲存槽 - 由於 SCC 材料對於水之敏感度非常高，對於粒料（尤

其是細粒料）進場時，如無足夠之儲存槽使粒料之表面游離水排除，則容易造成水灰比的擴大，

工作性亦將難以控制，形成析離或工作性太低，無法使用之窘境。尤其近年來，由於地價高，拌

和廠幅地都不寬，平面無法設置儲料槽；唯有在拌和機上方設置儲料槽，在生產過程中，砂石粒

料之補充亦不間斷地靠輸送帶拖曳入倉，相對的，其粒料游離水更難控制，故品質之穩定性相對

顯得較差。解決之方法：

(一)想辦法擴大幅地，建置儲存槽為上策。

(二)拌合機上方之儲料槽應於前日置滿，使表面游離水排除。

(三)配比設計時，可參考增黏系列配比設計方法，適量添加增黏劑，減低粉體使用量，可降低對

水之敏感度。

四四四四、、、、 SCC SCC SCC SCC 材料之材料之材料之材料之單價如何單價如何單價如何單價如何？？？？與同等級之一般混凝土的單價差異如何與同等級之一般混凝土的單價差異如何與同等級之一般混凝土的單價差異如何與同等級之一般混凝土的單價差異如何？？？？

答： SCC 在中、低強度（ 3000psi~6000psi ）與一般混凝土的單價落差約為 10 ﹪ ~ 15 ﹪， SCC

在高強度（＞ 6000psi ）與一般混凝土之單價是沒有落差，趨近一致的。其顯示之意義， SCC 材

料直接成本略高於一般混凝土，但做全方位、工期、勞力、環保、維修之整體考量，總體成本 SCC

不會比傳統混凝土貴。至於水中 SCC 之單價尚在評估中，暫時無法給予明確答覆。

五五五五、、、、 SCC SCC SCC SCC 之凝結時間是否較傳統混凝土長之凝結時間是否較傳統混凝土長之凝結時間是否較傳統混凝土長之凝結時間是否較傳統混凝土長？？？？有何良策有何良策有何良策有何良策？？？？

答：自充填混凝土因工作性與減水率考量，常使用羧酸作為高流動化劑，且大量添加爐石粉與飛

灰，因此，凝結時間大幅延長，約為 8-12 小時，對粉光及拆模時間都影響甚大，改善之道，可

透過材料之選用、配比之調整與添加劑之選擇作為改善。

六六六六、、、、使用使用使用使用 SCC SCC SCC SCC ，，，，模板側壓力是否增大模板側壓力是否增大模板側壓力是否增大模板側壓力是否增大？？？？模板設計考量為何模板設計考量為何模板設計考量為何模板設計考量為何？？？？

答：南投縣政新建大樓中以 SCC 施工，為探討材料澆置時及硬固後之力學行為，和為了與一般

混凝土施作之南投手工藝館做比較，結構物皆預埋裝置多種監測儀器，模板側壓力計之埋設亦為

其中一種。經蒐集一年多之監測結果分析發現， SCC 流動性較優於一般混凝土，其性質接近於

流體，所以其模板靜壓力與流體側壓力類似，側壓力隨著高度明顯增加。而牆模板若依照

ACI347-94 進行設計，不管是 SCC 或是一般混凝土，都是安全可靠的。至於模板設置方式，不

應以傳統鐵線固定，應採適當之模板繫條，並加強模板支撐穩固性及密閉性，以避免沉版、變形、

扭轉或嚴重漏漿。澆置時，若發現上述情況，應立即停止澆置，經檢查和加固後，方得繼續澆置

混凝土。

七七七七、、、、 SCC SCC SCC SCC 之體積穩固性之體積穩固性之體積穩固性之體積穩固性（（（（乾縮及潛變乾縮及潛變乾縮及潛變乾縮及潛變））））如何如何如何如何？？？？

答：依據監測結果和室內試驗結果探討，得到具體的結論如下：

(一)如以純混凝土材料進行測試，乾縮與潛變量皆大，就此推論結構物的乾縮潛變量就會大的說

法，是不夠客觀的。

(二)雖然 SCC 使用在圓柱體試驗時，乾縮潛變皆略大於一般混凝土，但 SCC 使用在實際結構

上，由於混凝土握裹能力表現更為顯著，潛變及乾縮反而較一般混凝土較少。

八八八八、、、、 SCC SCC SCC SCC 之彈性模數值是否較低之彈性模數值是否較低之彈性模數值是否較低之彈性模數值是否較低？？？？

答：

(一)按複合材料理論，強度越低之混凝土，其彈性模數受粗粒料用量之影響應越大。但試驗結果

顯示，此粗粒料用量對 SCC 彈性模數之影響並不明顯，原因可能在於粗粒料用量降低，彼此間

接觸較少，所有應力皆通過漿體而傳遞，故彈性模數值受漿體影響較大。

(二)試驗所得彈性模數低於 ACI 估計值，原因應在於 SCC 之粗粒料用量較 ACI 建議值低，

SCC 之 Ec 值約為 ACI 建議公式之 70~85 ﹪。此外，細粒料用量亦高於傳統混凝土，較多之

複合材料介面將導致壓應變增加，彈性模數下降。

九九九九、、、、 SCC SCC SCC SCC 之流送距離之流送距離之流送距離之流送距離、、、、高樓磊送高樓磊送高樓磊送高樓磊送、、、、養護等的認知養護等的認知養護等的認知養護等的認知。。。。

答：自充填混凝土雖有良好流動性，但仍應注意不得任其自行流動過遠距離，以維持混凝土均勻

性。如此可避免產生析離及充填不完整，造成蜂窩等現象；通常，泵送距離以不超過 8M 較適

當。以 SCC 施工，若應用於高樓泵送，應於品管計劃內考慮高樓泵送之特性。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

陸陸陸陸、、、、高黏滯度自充填混凝土之研發與應用高黏滯度自充填混凝土之研發與應用高黏滯度自充填混凝土之研發與應用高黏滯度自充填混凝土之研發與應用（（（（俗稱水中俗稱水中俗稱水中俗稱水中 SCC SCC SCC SCC ））））

一一一一、、、、概述概述概述概述

一般水中混凝土的澆置，由於水的影響產生分離、膠結料流失、強度下降及材料品質等問題嚴重，

因此，在水中環境施工常採用隔水法，或從施工機具進行改善，以使混凝土減少或隔離雨水直接

接觸，避免受水影響。為了解決水中混凝土澆置問題，以施工機具方法去做改善，仍難以保證水

中混凝土的品質。例如：基樁或連續壁，雖有穩定液，但仍常有斷樁、包泥等現象發生，對結構

物承載力造成極大之衰減。有鑑於此，本司乃委請交通大學土研所進行相關新材料之研發，試圖

以材料改善克服水中澆置問題為著眼點，近年來，也獲得滿意之結果。

二二二二、、、、高黏滯度自充填混凝土之定義高黏滯度自充填混凝土之定義高黏滯度自充填混凝土之定義高黏滯度自充填混凝土之定義

高黏滯度自充填混凝土（ High Viscosity of Self-Compacting Concrete, HVSCC ）是利用自己本身的

重量，不需振動、搗實，即可通過鋼筋間隙，並充填至模板各角落。除完全符合自充填混凝土工

作性外，並以水中特密管施行澆置時，混凝土不會過水後產生析離與崩解，而本身擁有自平的能

力。

三三三三、、、、 HVSCC HVSCC HVSCC HVSCC 之相同工作性之相同工作性之相同工作性之相同工作性

混凝土必須通過坍流度、箱型槽充填試驗及 V 漏斗流速試驗，以測試其自充填性。並且經過改

良的 L 型流度試驗，測試混凝土於水中通過雙層 R2 鋼筋障礙，達到不析離狀態，才真正稱為

HVSCC 。

四四四四、、、、 HVSCC HVSCC HVSCC HVSCC 之硬固特性之硬固特性之硬固特性之硬固特性

研發之 HVSCC 材料，其試驗配比採用高比例的卜作嵐材料取代水泥量，設計基準強度以齡期

28 天為主， 91 天供參考。一般工程上要求其水中混凝土 28 天抗壓強度，必須大於 245kgf/cm

2 以上。而我們開發的水中自充填混凝土數個配比中，抗壓強度各異，視工程需要而選擇，於 28

天齡期可完全超過 245kgf/cm 2 以上之規定。其劈裂、抗彎、握裹強度方面也符合規範，乾縮值

略比一般混凝土高，但由於運用於水中結構物，乾燥收縮基本上也就不怎麼重要。

五五五五、、、、 HVSCC HVSCC HVSCC HVSCC 之適用範圍之適用範圍之適用範圍之適用範圍

水中自充填混凝土即意指在水面下澆置的自充填混凝土，依澆置環境可適用於如海洋湖泊、河川

或基礎等較大面積之水中澆置混凝土；依施工方式，可適用於場鑄基礎或地下連續壁、橋樑下部

結構，如樁基、沉箱、墩座、墩柱等之澆置。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

柒柒柒柒、、、、結論及建議結論及建議結論及建議結論及建議

一、自充填混凝土為數十年來混凝土領域內最具革命性的發展，由於具有施工免搗實﹑均質、效

率高、易於監造與品管等優點，對於克服因施工品質參差不齊現狀，提昇混凝土構造物品質，具

有實質性之效益。

二、近年來，部份不肖業者為了短期利益，忽視產品品質，生產不符合規格之 SCC ，使市場消

費者無法真正享受優質之產品，且妨害正派生產業者投資研發之意願。故應在公務機關督下，積

極全面推展混凝土拌和廠認證制度，加強配合設計審核及品質驗收管制，並對拌和廠予以規範與

約束，以確保混凝土的品質。

三、透過公共工程之大量採用，可增快 SCC 產製技術普及化的腳步，並配合材料特性加以分類，

進一步成為規格化的材料，使設計上能依工程需要而加以規定選用。

四、 SCC 在工程上應用，常見的問題除施工方式的疑慮外，大部分皆為使用者無法掌握其特性

所造成，因而掌握其材料特性，問題則迎刃而解。

五、自充填混凝土的成功與否，關鍵條件在於配比設計是否完善和生產管理是否合理。

六、本司台北試驗室已於 93 年通過 CNLA-SCC 配比設計和相關試驗之認證。為全國第一家通

過該項目的試驗室，當竭誠為業界服務。

七、 SCC 材料基礎研究漸趨完整，已印證其優質之效益。如何應用現有之基礎研究結果，發揮

創意投入特殊工程之應用，實為當前迫切需要去作的。有鑑於此，本司台北試驗室人員，乃積極

構思研究發展樹脂纖維自充填混凝土、無收縮自充填混凝土及砂漿（施作方式改善）。目前作業

仍在進行中，希望不久之將來，能獲得優值的成果，供業界參考及應用。

八、建議仍須經由評鑑作業督促廠商作好生產及品管，並駐廠檢驗以確保 SCC 產品品質。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


農路穿越箱涵的路口安全性，常被忽略，因為受害者大部份為弱勢族群，發生交通事故後，往往

歸咎於用路人不遵守交通規則，而未對於影響農路穿越箱涵的路口安全性逐一詳加檢討，因此規

劃設計者不斷地因應當地居民的陳情，而持續複製易肇事路口，無奈的用路人，只得恭請佛陀坐

鎮路口，祈求神明保佑行車平安。參見照片 1 農路穿越箱涵路口現況。

影響路口安全性因素甚多，本文針對 40 公尺路權

寬的快速道路兩側側車道與農路穿越箱涵所形成的

平交路口之視界問題，以實際尺寸標繪不同交角時之

視界，並比較其安全性。依分析結果，以 40 公尺寬

之路權，於兩側各配置兩車道（ 3.5*2= 7M ），內

側路肩 0.5m 的情況下，於農路穿越箱涵路口，並不

能提供足夠之直接視界，雖然設置了反射鏡，以提供

反射視界，但肇事率仍偏高。足證反射視界不能替代

直接視界。解決之道有三：

一、規劃階段：選線時應該將所有橫交道路納入考量，購足路口需要的用地。

二、設計階段：設計者應該依各路口的幾何線形，詳細檢核各行車動線之視界。

三、結構設計者應克服困難，以結構創新來提供較佳的路口視界，以增進路口安全。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


據 95.05.12 立法委員吳志揚質詢文書，內容為：「立法委員吳志揚針對大溪到觀音的東西向快

速道路（台 66 線）自前( 93) 年底通車以來，已發生近 20 起死亡車禍，橫交涵洞存在許多死

角，頻繁的車禍有如死亡陷阱，加上平交路口過多，雖名為快速道路，卻快不了，特向行政院提

出質詢。 … 」

中時電子報 95.05.04 報導：「桃圓縣議員及觀音鄉長共同表示：台 66 線觀音段多處涵洞的

轉彎處視線不良，曾發生多起死亡車禍，國內的東西向快速公路都是高架系統，唯獨台 66 線

觀音段有多處平面道路，根本稱不是『快速』道路，當初地方居民強烈反對高架，如今車禍頻傳，

附近的桃園科技工業園區即將有上百家廠商進駐，交通流量只會暴增，全線再不改為高架，恐怕

問題會更惡化。該路段的涵洞特別多，雖有紅綠燈號誌，但彎道處視線有死角，已奪走數條居民

的性命。公路總局代表說，觀音、新屋段的平面道路多，不僅危及行車安全，也影響車速，公路

總局也很無奈，因為當初是地方居民的要求，若要改回高架，須報交通部重新評估，涵洞的安全

設計確有改善的必要。 … 」。

交通事故的發生，往往是相當複雜的，而不良路口的產生，涉及各個階段與各執行單位及民眾。

本文針對視線不良的問題，分別就視距、視野與農路穿越箱涵交角之關係，以實際尺寸圖解加

以解析。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、視距視距視距視距

一一一一、、、、交通部頒布交通部頒布交通部頒布交通部頒布「「「「公路路線設計規範公路路線設計規範公路路線設計規範公路路線設計規範」」」」有關視距的規定有關視距的規定有關視距的規定有關視距的規定：：：：[1][1][1][1]

( 一 ) 第 3.3 節視距分為 1 、停車視距 2 、應變視距 3 、超車視距三種，列述如下：

1 、停車視距 Ss ：安全停止車輛之視距。駕駛人發現車道中有障礙物，自反應、煞車至完全

停止車輛所需之距離。停車視距應使用於各級公路。

2 、應變視距 Sd ：安全變換車道、車速、車向或停止之視距。在車輛行進中遇到非遇期或較複

雜的資訊、路況，可能影響駕駛人辨識或認知其潛在危險性，駕駛人仍得以充分、有效地變換適

當車道、車速、車向或停止，完成安全駕駛所需之距離。應變視距適用於各級公路；視距不足時，

應以各類交通管制措施輔助之。

3 、超車視距 Sp ：雙向雙車道，安全超越前車之視距。在雙向雙車道之公路，駕駛人得以不影

響前方車輛行駛，行駛對向車道於對向來車會車前，完成安全超越前車所需之距離。超車視距僅

適用於鄉區之雙向雙車道公路；視距不足路段，應劃設禁止超車標線或於適當區位設置超車車道。

最短停車視距及超車視距規定如表 1 所示，一般情況宜採用建議值。

表表表表 1 1 1 1 最短停車視距與超車視距最短停車視距與超車視距最短停車視距與超車視距最短停車視距與超車視距

停車視距 Ss （公尺）超車視距 Sp （公尺）設計速率 Vd

（公里／小時）容許最小值建議值容許最小值建議值

60 70 85 290 410

50 55 65 240 340

40 40 45 200 280

30 30 30 160 220

25 25 25 140 195

視點及目標高度如表 2 所示，駕駛人視點高度與目標物高度之規定，以內線車道中心丈量平縱

面視線方向可視距離之最小值。

表表表表 2 2 2 2 視點及目標高度視點及目標高度視點及目標高度視點及目標高度

目標物高 Ho （公尺）駕駛人視點高

He （公尺）停車視距應變視距超車視距

1.05 0.15 0.15 1.3

( 二 ) 第 4.2.4 節平面交叉之管制與視界三角

1 、平面交叉之管制可分為「讓」標誌、「停」標誌、號誌及無管制四種管制方式。

2 、平面交叉處需具有充分視界，以看清叉路上左右來車，各種管制方式之視界距離及相關規定

詳見部頒「交通工程手冊」。

二二二二、、、、交通部頒布交通部頒布交通部頒布交通部頒布「「「「交通工程手冊交通工程手冊交通工程手冊交通工程手冊」」」」有關視距的規定有關視距的規定有關視距的規定有關視距的規定：：：：[2][2][2][2]

第 6.2.5 節視距內容如下：交叉路口之最短視距包括下列三種：

( 一 ) 停車視距（ Ss ）：安全停止車輛之視距。

( 二 ) 「讓」標誌穿越視距（ Dy ）：次要幹道車輛可以依設計速率安全穿越主要幹道之視距。

( 三 ) 「停」標誌穿越視距（ Dt ）及轉向視距（ Dr ）：次要幹道車輛從停止線前開始啟動、

穿越或轉入主要幹道之安全視距。

與行車速率、駕駛人之反應時間、制動情況及行車管制型式有關。然沿兩交叉路及斜跨其隅角之

視距應有足夠之長度，俾駕駛人能看清叉路上左右來車，避免相撞。四種路口管制方式之視界三

角如圖 1 ，視界距離規定如表 3

圖圖圖圖 1 1 1 1 平面交叉之視界三角示意圖平面交叉之視界三角示意圖平面交叉之視界三角示意圖平面交叉之視界三角示意圖

表表表表 3 3 3 3 平面交叉視界距離表平面交叉視界距離表平面交叉視界距離表平面交叉視界距離表

設計速率 Vd 無管制、號誌「讓」標誌「停」標誌

（公里／小

時）

停車視距 Ss

（公尺）

穿越視距 Dy

（公尺）

穿越視距 Dt

（公尺）

轉向視距 Dr

（公尺）

20 20 35 40 40

30 30 45 60 60

40 45 60 80 90

50 65 75 100 120

60 85 90 120 160

平面交叉處縱坡度大於 2 ﹪時，上述 Ss ， Dy ， Dt ， Dr 值應按表 4 比例修正之。

表表表表 4 4 4 4 平面交叉視界距離修正表平面交叉視界距離修正表平面交叉視界距離修正表平面交叉視界距離修正表

縱坡度（﹪） -4 -2 0 +2 +4

修正比例 0.7 0.9 1.0 1.1 1.3

三三三三、、、、交通部全球資訊網道安宣導有關停車視距的資料如下交通部全球資訊網道安宣導有關停車視距的資料如下交通部全球資訊網道安宣導有關停車視距的資料如下交通部全球資訊網道安宣導有關停車視距的資料如下：：：：[3][3][3][3]

車速與煞車距離：汽車煞車停止距離，是隨著車重與車速而異。車輛的總重愈重或車速越高，

所需的煞車停止距離就越長，在高速公路行駛的狀況下，遇到須緊急煞車時，很可能就會反應不

及而發生事故。表 5 所述為一般小型車在乾燥路面上行車時之煞車停止距離，如路面條件不同，

其煞車距離應酌予增大之。

表表表表 5 5 5 5 車速與煞車距離表車速與煞車距離表車速與煞車距離表車速與煞車距離表

車速 km/hr 反應距離 m 制動距離 m 煞車所需距離 m

20 6 3 9

30 8 6 14

40 11 11 22

50 14 18 32

60 17 27 44

( 一 ) 車速：煞車安全距離隨車速提高而加長。

( 二 ) 雨天或路面潮濕：煞車停止距離會增為 1.5 倍以上。

( 三 ) 路面積雪或結冰：煞車停止距離約是 3 倍以上。

( 四 ) 輪胎磨損時：煞車停止距離拉長程度視輪胎磨損程度而定。

( 五 ) 運載重物：載物越重，煞車停止距離越長 ( 駕駛貨車時要特別注意 ) 。

( 六 ) 下坡時：因有加速度，煞車停止距離會拉長。

( 七 ) 路面有坑洞或油汙時，煞車的制動效果均受影響，其煞車停止距離也會加大。

四、 AASHTO 有關視距之規定參見表 6 停車視距表 [4]

表表表表 6 6 6 6 停車視距表停車視距表停車視距表停車視距表

設計速率 km/hr 煞車反應距離

公尺

煞車距離

公尺

視距

計算值

視距

設計值

20 13.9 4.6 18.5 20

30 20.9 10.3 31.2 35

40 27.8 18.4 46.2 50

50 34.8 28.7 63.5 65

60 41.7 41.3 83.0 85

d ＝ 0.278Vt ＋ 0.039 （ V*V/a ）

t 採 2.5 秒， a 減速度採 3.4 m/s 平方

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、視野視野視野視野

一一一一、、、、視野視野視野視野（（（（ Visual Field Visual Field Visual Field Visual Field ）：）：）：）：為雙眼可以看見的區域，見圖 2 視野圖。[5]

圖圖圖圖 2 2 2 2 視野圖視野圖視野圖視野圖

視野以弧角表示，眼球僅對視野中心約 1 弧度的中心目標調整焦距。視野大約可分成三區：

( 一 ) 中心目標： 1 弧度視角。

( 二 ) 中區： 1 至 40 弧度視角。

( 三 ) 外區： 40 至 70 弧度視角。眼睛無法看清中區物體，但可看見強烈的對比與運動，外區

為前額、鼻子、頰所限制，外區內的物體如不移動，不太為人所注意。

二二二二、、、、車速與視野車速與視野車速與視野車速與視野 [5] [5] [5] [5]

人的視覺界限會隨車速而愈來愈小，因為車輛行進中，人的眼睛都會集中於前方，且距離放的較

遠，例如：車速每小時 10 公里時，視野為 100° ，當車速提高為 90 公里時，視野降為 50° ，

因此高速行駛時，駕駛人之視野愈來愈窄，對於突然出現的事物，往往不易發現而發生碰撞造成

車禍。

速度 km/hr 10 30 50 70 90 100

視野（度） 100 90 70 60 50 40

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、案例檢討案例檢討案例檢討案例檢討

公路總局所轄的快速道路，一般路段路權寬 40 公尺，快速道路主線 22.8 公尺寬；緊鄰主線兩

側外緣，為 8.6 公尺的側車道用地，參見圖 3 。

圖圖圖圖 3 3 3 3 橫斷面圖橫斷面圖橫斷面圖橫斷面圖

快速道路主線與橫交省道或縣道採立體交叉或平面交叉，但橫交農路原則上只銜接側車道，不允

許穿越主線。但某些路段因為快速道路的通過，中斷既有農路的動線，因此民眾陳情增設「農路

穿越箱涵」，以保留既有之進出動線。箱涵頂版厚度比橋樑之樑深薄，對主線縱斷面線形設計影

響較小，且可節省土方量，降低結構物建造金額。但其通視範圍較狹窄，視界三角大幅縮小，影

響路口之安全性。雖然加強交通工程設施（反射鏡、號誌燈、減速標線）的配置，但先天通視不

良，亦難以完全避免事故之發生。影響視界三角的因素甚多，今以不同交角（ 45 度、 90 度及

135 度），以實際尺寸繪示，探討如下情況：

一、號誌管制的情況下，視界三角不足的情況解析：

( 一 ) 檢討條件

1 、側車道設計速率 60km/hr 。

2 、農路箱涵淨寬 8 公尺，車道配置 3.5 公尺 × 2 ，外路肩 0.5 公尺。

3 、以部頒規範及交通工程手冊為檢核標準。

( 二 ) 檢討成果

1 、圖 4 視界三角平面圖（ 45 度交角）



( 三 ) 成果解說：參見表 7

1 、 EY 值代表箱涵及路堤段擋土牆阻礙視界三角的距離，以交角 90 度時的情況最長。

2 、 FY 值代表箱涵阻礙視界三角的距離，以交角 90 度的情況最長，長約 4.33 公尺。

3 、 EFY 值代表箱涵阻礙視界三角的面積，以交角 90 度的情況最大，面積約 120 平方公尺。

表表表表 7 7 7 7 視界三角比較表視界三角比較表視界三角比較表視界三角比較表

要項交角 45 度交角 90 度交角 135 度

EY 45.6 55.3 45.6

FY 4.01 4.33 4.01

EFY 64.7 119.5 64.7

圖圖圖圖 4 4 4 4 視界三角平面圖視界三角平面圖視界三角平面圖視界三角平面圖（（（（ 45 45 45 45 度交角度交角度交角度交角））））



二二二二、、、、無號誌管制的情況下無號誌管制的情況下無號誌管制的情況下無號誌管制的情況下，，，，何種交角提供較佳之安全性解析何種交角提供較佳之安全性解析何種交角提供較佳之安全性解析何種交角提供較佳之安全性解析：：：：

( 一 ) 設計條件

1 、假設號誌故障，或雙向閃燈，駕駛人以低速通過路口。

2 、農路箱涵淨寬 8 公尺，車道配置 3.5 公尺× 2 ，外路肩 0.5 公尺。

3 、設計車種：部頒規範小汽車。

4 、駕駛人視野：行駛側車道駕駛人的視野 70 度，行駛農路箱涵駕駛人的視野 100 度。

( 二 ) 設計成果

1 、 45 度角之情況參見圖 7 路口視野平面圖（ 45 度交角）



( 三 ) 成果解說（參見表 8 ）

1 、 AX 值代表 A 車駕駛人離衝突點 X 之距離，以交角 45 度的情況最長，距離越長越安全。

2 、 BX 值代表 B 車駕駛人離衝突點 X 之距離，以交角 135 度的情況最長，距離越長越安全。

實質上考慮車輛的寬度，交角 135 度的情況離起撞點最短，最不安全。

3 、 A 車駕駛人與 B 車駕駛人視線接觸與否？對於安全性影響甚大。在交角 45 度的情況，

A 車駕駛人與 B 車駕駛人可不須轉頭，即可互相看到對方，最為安全。在交角 135 度的情況，

A 車與 B 車駕駛人在未轉頭的情況下，不易察覺左右有來車，最不安全。在交角 90 度的情況，

安全程度介於以 45 度與 135 度之間。

表表表表 8 8 8 8 路口視野比較表路口視野比較表路口視野比較表路口視野比較表

比較要項交角 45 度交角 90 度交角 135 度

AX 值 8.05 5.45 6.49

BX 值 5.25 4.13 5.77

A 車駕駛人與 B

車駕駛人視線接

觸與否？

有稍有無

圖圖圖圖 7 7 7 7 路口視野平面圖路口視野平面圖路口視野平面圖路口視野平面圖（（（（ 45 45 45 45 度交角度交角度交角度交角））））



伍伍伍伍、、、、結語結語結語結語

由以上分析可知，以 40 公尺寬之路權，於兩側各配置兩車道（ 3.5*2 ＝ 7M ），內側路肩 0.5m

的情況下，於農路穿越箱涵路口，並不能提供足夠之直接視界，雖然設置了反射鏡，以補其不足，

但肇事率仍偏高。足證反射視界不能完全替代直接視界，因此應該積極檢討路口視界，避免視線

死角，以增進路口安全。阻礙路口視界三角的大小，與道路的幾何條件關係密切，包括曲線資料、

車道數，路肩寬、道路交角等。解決之道有三：

一、規劃階段，選線時應該將所有橫交道路納入考量，購足路口需要的用地，不應以標準斷面代

表各種幾何配置。

二、設計階段：設計者應該依各路口的幾何線形，依實際尺寸詳細檢核各行車動線之視界。

三、結構設計者應克服困難，以結構創新，消除結構物阻礙視線的死角，提供較佳的路口視界，

以增進路口安全。

鋪路造橋常被認為是積功德的事，如果所建的馬路，不夠人性，因而成為易肇事路段，豈不是造

孽？過去經濟不發達、物質不充裕、結構設計手算的年代，結構設計以經濟、易算、易施工為考

量，當今工程師應該改變思維，確認應以「人本」為先，進行「優質」的穿越箱涵設計，達成永

續的道路建設。設計者只需要一時的用心，就能提供用路人長久的方便，何樂而不為？工程師們

豈忍再見到佛陀坐鎮路口指揮交通呢？

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


近年來國際上通車之隧道長度與所通行之交通量均與日俱增，隨之衍生之隧道事故率亦日漸升

高，歐盟近年即發生多起重大公路隧道事故 ( 列如表 1) ，並都造成人員財產之重大損傷，事

故後之維修補強甚或管制封閉，更對社會經濟造成難以估量之損失，近日 ( 94 年 6 月 4 日 )

於法義邊界之夫雷敘 (FREJUS) 公路隧道又發生重大火災災害；是以隧道課題中之行車安全及防

救災考量已日形重要，並於國際間進行多次各項研討交流以回饋相關設計，藉以尋求降低事故發

生率及減輕事故發生後損傷之最佳策略配套與設計方案。由於公路隧道具封閉、地下化之特性，

除平時在交通管理上有別於一般開放性行車空間外，於事故時亦有災害擴大速度快、聯絡與逃生

不易及救援可及性差之情形；再由前述歐盟各次公路隧道事故過程亦可印證，一旦發生重大隧道

火災，由外部進入撲滅或搶救等措施不論在時程與距離上均力有未逮。因此針對隧道事故之應變

與處理有必要於規劃設計、詳細規劃各項消防安全設施外，在未來的管理、使用上更應有未雨綢

繆之災害應變及救災規劃準備。

國內於單向長度約 5 公里之東西向快速公路八卦山隧道通車，長度約 13 公里之北宜高雪山隧

道即將通車等情況下，長隧道防救災之課題受到國內相關政府單位日漸重視。

有鑑於前述隧道事故所造成之損傷情況，本文即首先針對公路長隧道防救災基本考量說明，並對

其對應之安全設施進行介紹，包含聯絡隧道設置﹑隧道通風系統及其它安全措施，接續探討隧道

襯砌採用之混凝土遭遇高溫特性，最後就隧道襯砌防火效能與防火考量進行研討。

表表表表 1 1 1 1 歐盟近年公路隧道發生火災重大事故歐盟近年公路隧道發生火災重大事故歐盟近年公路隧道發生火災重大事故歐盟近年公路隧道發生火災重大事故

隧道名稱隧道長度 (km) 發生火災

時間避難坑道肇因

死亡

人數

英法海峽隧道

(Channel tunnel)

約 50 (2 座主隧

道及 1 座維護

兼通風隧道等總

計 )

1996.11

有 ( 每 375m

設一座聯絡隧

道 )

載運貨物火

車著火

無 ( 但

隧道嚴

重損

壞 )

義法 - 白朗峰

(Mont Blanc) 公路隧

道

11.6 1999.03.24 無載油質品貨

車失火 39

奧地利 - 陶恩

(Taeurn) 公路隧道 6.4 1999.05.29 有

貨車、油漆車

失火 12

奧地利卡普觀光纜車

隧道 3.2 2000.11.11 無

纜車因故失

火 155

瑞義 - 聖哥大

(St.Gottard) 公路隧道 16.9 2001.10.24 有貨車對撞 11

義法 - 夫雷敘

(FREJUS) 公路隧道 12.8 2005.6.4 無

* 載運輪胎

貨車漏油或

貨車對撞

( 釐清中 )

2*

*: 義法 - 夫雷敘 (FREJUS) 公路隧道發生火災事故為暫依 94.6.5 BBC NEWS 網站消息摘錄 [1]

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、隧道防救災考量及相關安全設施隧道防救災考量及相關安全設施隧道防救災考量及相關安全設施隧道防救災考量及相關安全設施

一一一一、、、、隧道防救災基本考量隧道防救災基本考量隧道防救災基本考量隧道防救災基本考量

隧道防災對策主要是為保護用路人安全，於隧道發生火災時，儘速將人車由火災場所避難引導至

安全地點，避免發生人員受困。由於公路隧道空間之密閉特性，即使發生小規模火災，煙將迅速

瀰漫整個隧道空間，對於長隧道而言，發生火災事故地點有時距離出口甚遠，故防災對策須針對

車道數、車輛數、防災設施等，設置緊急避難路徑，同時對於起火防止、延燒擴大抑制、火災偵

測及確認、火災通報等實施相對應對策。

依國工局「公路隧道防災及救援之探討」研究報告 ( 民國八十八年四月 )[2] ，隧道內發生火災

時，即須於兩側隧道洞口實施交通管制，禁止雙向車輛進入，於隧道洞口成立指揮站，洞口外車

輛經由迴車彎轉向疏散，且消防單位經由車行聯絡隧道依順向車道、對向車道及隧道車輛壅塞情

況進行救災，並於最接近事故點之聯絡隧道口設置前進指揮站，示意如圖 1 所示。

圖圖圖圖 1 1 1 1 隧道救災接近及進入路徑隧道救災接近及進入路徑隧道救災接近及進入路徑隧道救災接近及進入路徑 [2] [2] [2] [2]

欲討論隧道各項安全設施之設置，首先應確認事故時所欲達成防救災目標之先後順序；而國內外

隧道案例除了如荷蘭及部份海底隧道等，一旦事故發生時，如隧道崩坍將造成全線用路人生命危

殆且幾乎無法修復之情況，而將隧道結構保護與人員逃生視為幾乎同等重要。其餘包括計畫之隧

道大都以人員逃生列為事故時防救災之優先考量，再次方為救災需求與隧道結構保護等事項。

又以人員逃生、救災等應變行為與火災規模之關係示意圖 2 ，以隧道內封閉空間之特性，火災

多在 10 分鐘以內即可能於事故地點產生大量濃煙，而對人命安全產生危害；相對而言，由外部

救援包括隧道偵測發現火災 → 消防救災單位動員由最近交流道駛抵事故隧道，所需時間已在半

小時以上。在此情況下，隧道內火災事故初期之人員逃生無法仰賴外部救援，而需以隧道內部相

關安全設施提供用路人自救為主要逃生方式。國內近日已研討及設置隧道洞口消防隊，配備機動

性較高之機車，並禁止油灌車與其它易致重大火災危險車輛進入，則可期盼未來可有效降低相關

災害，相關課題正由國內政府及民間單位研討對策中。

圖圖圖圖 2 2 2 2 人員逃生人員逃生人員逃生人員逃生、、、、救災等應變行為與火災規模之關係示意圖救災等應變行為與火災規模之關係示意圖救災等應變行為與火災規模之關係示意圖救災等應變行為與火災規模之關係示意圖

二二二二、、、、聯絡隧道設置聯絡隧道設置聯絡隧道設置聯絡隧道設置

目前國內公路長隧道如八卦山及雪山隧道等為雙孔單向設計，南下隧道及北上隧道中間即以車

( 人 ) 行聯絡隧道相接，主隧道內發生火災事故時，經由事故時交通管制，人車可經由防火門

及聯絡隧道向另一孔主隧道避難逃生至隧道出口，消防車等救災單位則可由逆向主坑進入，並利

用車行聯絡隧道作為接近火災事故之路徑。另隧道如設置施工兼通風橫坑，亦已考量可提供事故

時逃生及救援之另一途徑。

而如以人行聯絡隧道採 350 公尺之間距進行隧道內事故逃生之檢核，其中因大型巴士或遊覽車

的乘客最多，逃生活動也最耗時間，是以文擬以火災發生時乘客逃離巴士的例子加以分析檢核：

( 一 ) 巴士乘客由坐車疏散所需時間

以下計算巴士乘客從坐車逃生所需的時間，考慮條件為：

• 考慮一大型觀光巴士 ( 可容納 50 名乘客 )

• 車輛只有單一出入口 ( 當起火點靠近緊急出口時，所有乘客就只能利用原來出口 )

• 一個出入口平均每秒通過乘客數約 =0.845 人 / 秒 /exit 則計算所有乘客從坐車逃離所需

的時間為：

50 / 0.845 = 59.2 秒 ( 將近 1 分鐘 )

( 二 ) 至最近緊急逃生通道時間推估

發生火災時，用路人必須從起火點逃生至最接近的緊急出口，影響逃生所需時間的因素有二，一

為起火點至緊急出口的距離，二為用路人步行的速度。

依近年相關分析統計，普通成年人的正常步行速度約為 1.25~ 1.75m/s ， 65 歲以上老人及 10 歲

以下兒童之步行速度約為 0.75~1.05m/s 。

當緊急的狀況發生時，人員的步行速度會較快，但因事故初期不免有停滯的車輛及火災煙塵將略

微降低用路人疏散效率，因此假設隧道內人員平均的逃生速度為 1.2 m/s 。

以目前設計所採行 350 公尺間距，檢核至鄰近聯絡隧道所需時間：

350 / 1.2 = 292 sec ≒ 4.9 min

根據上述計算結果，估算巴士乘客避難所需的時間，包括離開車輛共需要約 1 分鐘時間，而人

員避難至緊急出口須 4.9 分鐘，則全部的避難行動須花費約 5.9 分鐘。亦即於大巴士之乘客亦

可於 6 分鐘之內由火災發生點的上游端方向疏散，經由最近之聯絡隧道逃生至對向之安全孔道。

三三三三、、、、隧道其他安全設施隧道其他安全設施隧道其他安全設施隧道其他安全設施

隧道各安全設施除前述聯絡隧道設置及下一段之通風設施外，另為不論平時或事故時，使隧道管

理人與用路人儘速詳知隧道各種狀況，以迅速正確作出適當應變措施，提昇隧道行車安全並降低

事故時損傷程度，一般機電及交控設置之主要安全設施如下：

1. 緊急電話－與外界或隧道管理人緊急聯絡使用。

2. 資訊可變標誌－提供隧道用路人相關動態資訊。

3. 速限可變標誌－依交通狀況彈性調整最高速限。

4. 車道管制號誌－依隧道狀況管制車道行駛。

5. 閉路電視攝影機－使隧道管理人主動了解隧道內狀況。

6. 車輛偵測器－主動提供隧道內行車狀況，以利通風系統運作。

7. 一氧化碳、氮氧化物及煙塵偵測器－提供隧道內氣體煙塵濃度，以利通風系統運作。

8. 無線電漏波電纜、廣播器－主動提供用路人相關資訊。

9. 消防栓箱－提供初期滅火使用，設置於凹槽內。

10. 緊急避車彎－可配合車行聯絡隧道設置，提供車輛故障、維護工作臨停及事故時車輛迴轉使

用。

四四四四、、、、隧道通風系統隧道通風系統隧道通風系統隧道通風系統

隧道通風系統除負有於平時提供正常及壅塞交通狀況下新鮮空氣之需求；另隧道火災事故時，濃

煙往往造成人員窒息及逃生之障礙，更需通風系統以適當之運轉方式進行煙控，以提高人員車輛

保全之機率。是以通風系統設計依隧道基本條件及相關規定，進行兼顧上述二項需求之最佳化設

計。

隧道通風系統之選用以隧道長度為主要考量，較短隧道可能採縱流式通風系統，其以機械式風機

利用隧道行車斷面作為通風斷面使用。

較長隧道則可採用點排式通風系統，於隧道上方設置一獨立排煙管道，管道兩端則設有軸流風

機提供排煙動力；該管道如於火災時受熱而局部崩坍，風機仍維持運作進行排煙，惟排煙口因崩

落擴大，將使排煙效果降低，其減損程度則視崩落之區段範圍而不一，如範圍較大將造成較大之

傷亡。下列就先進之點排式通風系統作一簡述如下 :

( 一 ) 點排式通風系統之引用

近年國際間多起長隧道火災事故，由於隧道密閉空間之特性，造成大量人員傷亡與財物損失，世

界各國專家已將相關隧道事故作為研究議題，研提相關改善方案，其中在通風系統上已漸趨一致

的看法，即採用新穎之「點排式通風系統」；除直接應用於災後需再重新修復之隧道外，並依此

概念發展新設隧道通風系統。隧道可採用該通風系統，其通風操控模式將配合交控設計，並與隧

道安全設施設置、救援計畫程序等綜合研擬後，研訂最適之隧道通風運轉方式。

( 二 ) 動態模式之隧道排煙系統

本通風系統除隧道上方設置管道外，另於管道於一定距離設排煙口，與聯絡隧道交錯配置；該管

道不論在正常或緊急時均為排氣模式，使隧道內風向變化降低，以免用路人於事故時因風向突然

改變而無法判斷正確之逃生路徑。

該排煙口採動態定址式，配合隧道監控及交控，有效地將發生事故區域之煙熱透過排煙口迅速排

除至獨立之通風管道，使人員可利用較淨空之隧道行車斷面展開逃生、救援行動。

( 三 ) 隧道火災規模及煙控考量

1 ﹑隧道火災規模

於隧道中車輛事故常導致火災發生而產生大量濃煙、有毒氣體及熱量，其產生之規模程度以熱釋

放率 (HRR, Heat Release Rate) 作為火災模擬或全尺度測試的基本單位，各國所採行之規模由

20M W~ 300M W 不等熱釋放率供建造、營運及逃生救災之評估；目前國際間較常使用為 RWS ﹑

RABT ﹑ HC 及 ISO 等火災溫升曲線 ( 如圖 3) ，其對應之熱釋放率約為 300M W ﹑ 100M

W ，相當於載運危險物品之大型車輛或油灌車引致火災規模。

圖圖圖圖 3 3 3 3 試驗熔爐溫度與時間關係試驗熔爐溫度與時間關係試驗熔爐溫度與時間關係試驗熔爐溫度與時間關係 [3] [3] [3] [3]

2 ﹑濃煙擴散影響逃生速度之對策

緊急狀況發生時必須考慮逃生方向與行徑，即當火災發生時如何由事故點逃生至最近避難橫坑而

不致遭到煙霧波及。經估算隧道內氣流必須保持 2.5m /s( 上坡 ) 及 2.7m /s ( 下坡 ) 之臨界風

速 (Critical velocity) 控制煙流及限制縱向擴散，以確保在避難階段 (10 分鐘之內 ) 完成逃生程

序。

3 ﹑隧道排煙模式

隧道採用點排式通風系統，其運作於平時係採排氣型縱流式，利用風機以整個行車斷面進行換

氣，此時所有排煙口均為關閉；如交通狀況較為壅塞而使某一區段之污染濃度高於設定值，通風

系統即透過隧道內各偵測器進行自動偵測，而開啟該區段之排煙口 ( 其餘排煙口維持關閉 ) ，

並啟動管道之軸流式風機進行抽氣，將濃度較高之廢氣由管道排出，使下游廢氣濃度再降低以提

供較新鮮空氣，其塞車時之排氣模式如圖 4 所示。

圖圖圖圖 4 4 4 4 點排式通風系統點排式通風系統點排式通風系統點排式通風系統 ---- 塞車排氣模式塞車排氣模式塞車排氣模式塞車排氣模式

另隧道如發生火災事故時，通風系統之運作則將開啟火災下游最接近之排煙口 ( 其餘排煙口維持關閉 ) ，

並啟動管道之軸流式風機進行抽氣，將煙塵熱氣集中，並由管道排出，可與人員逃生路徑隔離；另隧道兩

端縱流式風機則均向隧道內部補充進氣，加大壓力抑制火災之擴散，亦可提供人員往上游端逃生之新鮮空

氣，其排氣模式如圖 5 所示。

圖圖圖圖 5 5 5 5 點排式通風系統點排式通風系統點排式通風系統點排式通風系統 ---- 火災排煙模式火災排煙模式火災排煙模式火災排煙模式

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、混凝土遭遇高溫特性混凝土遭遇高溫特性混凝土遭遇高溫特性混凝土遭遇高溫特性

欲就隧道各項構造所需之防火被覆進行持續分析，需先了解混凝土遭遇高溫時相關反應，本節擬

就此一特性作一說明。

一一一一﹑﹑﹑﹑混凝土高溫時之強度折減混凝土高溫時之強度折減混凝土高溫時之強度折減混凝土高溫時之強度折減

在高溫環境下隨溫度昇高，混凝土材料發生劣化情形與混凝土的配比、水灰比及應力狀況有關。

圖 6 為混凝土強度與溫度的關係，圖中將一般正常溫度下的混凝土抗壓強度定義為 100% 。在

溫度昇高到攝氏 200 到 250 度時，混凝土抗壓強度約減少 20% 。在這個階段，受熱混凝土其

強度劣化的趨勢與混凝土所受應力狀況的相關性並不明顯。但一些國外研究報告指出混凝土溫度

如繼續昇高到攝氏 300 到 400 度，加熱的狀況對混凝土強度亦造成影響 [4] 。是以一般說來，

溫度低於攝氏 300 度以下，一般混凝土不會受到嚴重的損害；而如果溫度低於攝氏 200 度，高

強度混凝土亦不會受到嚴重的損壞。

圖圖圖圖 6 6 6 6 混凝土強度與溫度關係混凝土強度與溫度關係混凝土強度與溫度關係混凝土強度與溫度關係 [ 4] [ 4] [ 4] [ 4]

二二二二﹑﹑﹑﹑由隧道火災案例檢討混凝土影響由隧道火災案例檢討混凝土影響由隧道火災案例檢討混凝土影響由隧道火災案例檢討混凝土影響

由多次隧道火災案例之經驗，包括 1999 年 3 月法義交界之白朗峰隧道、 1999 年 5 月奧地

利穿越阿爾卑斯山的公路隧道事故，均有混凝土襯砌或環片崩落，亦阻礙了救援的行動。由此進

行檢討當混凝土構造於火災發生時，因承受相當大的溫度應力及蒸汽所導致的孔隙壓力，而發生

爆裂及勁度折減的情形，此與過去混凝土一直被認為是防火建材的觀念，有甚大的差異。而當混

凝土發生爆裂或勁度折減後，力學行為無法達到原結構物設計需求，從而產生危險，且此行為是

發生於高溫作用的瞬間，其危險性更高。

又根據台大土木所的實驗結果 [5][6][7] 顯示，在攝氏五百度左右的高溫作用下，將對混凝土造

成相當大的溫度梯度而產生溫度應力，此熱應力使圓柱試體外層受壓應力，而內部受拉應力，此

即為試體角隅及表面突出處破壞的原因。此破壞的力場分佈與鄭吉誠 [6] 提出圓柱試體中段高

程所受平面應力的分佈情形具有相當的一致性。再加上混凝土中水分受熱汽化產生極大的孔隙壓

力，加溫的過程中孔隙及膠體中的水被蒸發聚集，產生材料所無法承受的孔隙壓力便發生爆裂，

此由於混凝土中水汽移動而產生飽和含水帶 (moisture clog spalling) 造成混凝土孔隙壓力上升產

生爆裂現象。且上述爆裂現象的產生，勢必造成隧道混凝土襯砌瞬間的勁度折減，造成力學性能

的喪失。而火害過程中對於不同應力作用時引致勁度折減情況有所差異，是以同一斷面在火害瞬

間勢必造成整體襯砌應力的巨大改變，隧道襯砌結構容易產生不穩定狀態。在上述因素作用下，

則造成隧道混凝土襯砌產生崩落。混凝土於火害下的特徵如表 2 所示 [8] 。

表表表表 2 2 2 2 混凝土於火害下之特徵混凝土於火害下之特徵混凝土於火害下之特徵混凝土於火害下之特徵 [8] [8] [8] [8]

混凝土變化現象特徵或原因

表面裂縫，爆裂聲，劣化

100 ℃ 左右自由水被移除

540 ℃ 以上完全的脫去水分，漿體

開始膨脹

裂縫產生 290 ℃ 以下產生表面裂縫

540 ℃ 以上產生較深的裂縫

裂縫一般垂直於表面，類似於大範

圍乾縮現象產生之裂縫

顏色變化

火害溫度在 230 ℃ 以下顏色

不變；溫度達 290 ℃ 到 590 ℃

時顏色轉變為粉紅、紅色或棕色

狀況

低溫下安定的化學成分轉變為高溫

狀況下的化學變化，造成顏色的永

久改變

骨材矽質骨材在火害超過 573 ℃

會產生質變與爆裂現象

骨材漿體之熱膨脹、熱傳導係數不

同，熱傳遞顯著減少，並伴隨 0.85%

的體積膨脹

爆裂發生與表面平行的巨大剝落狀

況、角隅邊緣處的斷裂等會造成力學性質的完全喪失

是以在安全性的考量下，如何增進混凝土的耐高溫效果並控制其爆裂行為係必需考量之事項；其

可由材料上加以改進或於襯砌表面設置防火被覆，使混凝土受高溫作用後仍保有一定之勁度，可

降低混凝土爆裂及崩落之機率。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、隧道襯砌防火效能與防火被覆隧道襯砌防火效能與防火被覆隧道襯砌防火效能與防火被覆隧道襯砌防火效能與防火被覆

隧道一旦遭遇火災狀況時，隧道襯砌是否能持續提供結構性功能，除對人員逃生有直接影響外，

亦將影響配置於隧道襯砌之通風、消防及交控等設施之功能運作，故隧道襯砌之防火效能為隧道

事故時之重點之一，如其功能不符所訂定之安全需求則需考量適當之防火被覆。

一一一一﹑﹑﹑﹑隧道襯砌防火效能隧道襯砌防火效能隧道襯砌防火效能隧道襯砌防火效能

影響隧道襯砌防火效能之主要考量包括隧道結構條件、火災規模、襯砌表面溫度等因素。分別說

明如下：

( 一 ) 隧道結構條件

隧道結構包括土木結構以及通風、交控、照明、消防等設施，隧道內發生火災時的溫度受到火勢

大小、隧道斷面尺寸及通風設備之能力 ( 通風量及通風速度 ) 影響。為建立一個適切的防火設

施並確認此設施的防火等級，襯砌材料受高溫影響後的容許強度及其適用範圍均應確認。

( 二 ) 隧道火災規模

火源的總熱能以及燃燒時間的長短決定火災規模，而火災規模大小可以用熱釋放率 (H.R.R) 來加

以度量，表 3 列出一些車輛火災的熱釋放率，歐洲 EUREKA 試驗針對單一車輛火災引致隧道

壁溫升情況之試驗結果如圖 7 ，故油罐車及載運易引致火災危險物品之大型貨車，可能引發最

大火災規模。

表表表表 3 3 3 3 隧道設計中車輛的最大熱釋放率隧道設計中車輛的最大熱釋放率隧道設計中車輛的最大熱釋放率隧道設計中車輛的最大熱釋放率 (PIARC)[ 9] (PIARC)[ 9] (PIARC)[ 9] (PIARC)[ 9]

車輛種類最大熱釋放率 (MW)

小客車 5

2 ～ 3 輛小客車燃燒 8

廂型車 15

大型客車 20

大型貨車 20 ～ 30

油罐車 100 ～ 300

圖圖圖圖 7 7 7 7 歐洲歐洲歐洲歐洲 EUREKA EUREKA EUREKA EUREKA 試驗針對單一車輛火災引致隧道壁溫升情況之試驗結果試驗針對單一車輛火災引致隧道壁溫升情況之試驗結果試驗針對單一車輛火災引致隧道壁溫升情況之試驗結果試驗針對單一車輛火災引致隧道壁溫升情況之試驗結果

( 三 ) 隧道襯砌表面溫度

隧道火災開始燃燒後，熱釋放是時間相關的函數，依據隧道的結構條件以及通風狀況估計出隧道

內溫度分佈情形，對於設置防火設施是很重要的，目前隧道內的溫度可以經由數值分析模擬

(CFD method) 或依據過去經驗求得，但要求得隧道中的真實溫度仍有困難性。

下列項目是由 PIARC 所提供各種車輛在隧道中若發生車禍所引致火災時之最高溫度。

－小客車 400 ℃

－大型客車或小型貨車 700 ℃

－大型車輛 ( 重型貨車 –HGV) 載運一般可燃物品

但不包括汽油或危險物品 1000 ℃

－油罐車 ( 一般狀況 ) 1200 ℃

－油罐車 ( 較嚴重的狀況如油罐車載運的油料滲漏溢流

且隧道被溢流的油料浸沒 ) 1400 ℃

上述由 PIARC 所提供之溫度是由實際發生之案例中量測所得，而隧道混凝土因其熱容量相對空

氣為大，且熱會經由混凝土襯砌傳導至周圍地盤，其表面溫度較隧道中所量測之溫度為低；又在

所考量之火災規模，其最高溫度發生時間多在 10 分鐘之後，亦即在此一時間內，隧道混凝土襯

砌仍未崩落，人員可藉由前述之各項安全設施逃生。

依前述分析為隧道襯砌設計在所考量可能之火災規模下，可提供充分之防火效能供人員逃生而不

致崩落。惟若事故時間延長或火災規模擴大，仍不免有爆裂及崩落之情形發生，則隧道襯砌可

於整體隧道防災策略下，評估其防火效能及考量設置防火被覆。

二二二二﹑﹑﹑﹑降低火災破壞之處理降低火災破壞之處理降低火災破壞之處理降低火災破壞之處理方式方式方式方式

混凝土防火能力可能會因為存在於混凝土中的水分在高溫下發生爆炸而降低。為利降低火災破壞

措施，隧道混凝土襯砌可考量採取之方式如下：

( 一 ) 減緩混凝土表面溫度上升的速度

防火被覆材料或是灰泥的塗佈能夠降低襯砌混凝土表面在火災中溫度上升的速度。

( 二 ) 增加水分傳輸路徑的方式減緩蒸汽壓力的升高

混凝土中加入人造纖維、採用離心預拌混凝土，都能以增加水分傳輸路徑的方式減緩蒸汽壓力的

升高，避免混凝土襯砌爆裂。

( 三 ) 減少混凝土碎片的散落

在混凝土表面設置薄鋼片或在混凝土表面鋪設鋼線網，能夠有效的減少混凝土炸裂後碎片的飛

散，但這些措施無法降低混凝土高溫炸裂的可能性。

三三三三﹑﹑﹑﹑隧道防火被覆相關考量隧道防火被覆相關考量隧道防火被覆相關考量隧道防火被覆相關考量

進行隧道防火被覆設計前應先了解包括隧道襯砌表面溫度及其分佈、混凝土受熱劣化後之容許強

度以及混凝土發生爆裂之溫度等；本節擬針對採取防火設施之相關考量說明，其考量重點包括：

• 混凝土面採用防火材料被覆

• 增加混凝土本身的防火性質

• 延遲熱傳導至混凝土表面的速度

而依上述考量，目前國外隧道襯砌曾採用之防災措施如下：

( 一 ) 採用防火被覆材料

採用防火被覆材料是最常見的隧道襯砌防火措施，這種措施無論隧道是否已經通車都能夠採用，

施作方式可分為採用嵌版系統、塗佈系統及填加纖維等三種。嵌版為將方型防火版固定於隧道襯

砌表面，噴塗為類似噴凝土施作方式噴塗於隧道襯砌表面，為求其噴塗表面均勻平滑，可考量採

用機械手臂施作。

( 二 ) 採用表面具有琺瑯鍍層的鋼鐵 [10]

德國曾採用表面塗布琺瑯層的鋼鐵嵌版作為防火設施，此措施需在兩層版間保留 10 至 20 公分

做為空氣對流降溫之用。

( 三 ) 採用穿孔金屬構件 [11]

近年來每隔固定距離在隧道內襯砌裝設穿孔金屬構件作為防火材料，這種防火系統可延遲混凝土

表面熱的傳導速度而且減緩混凝土的劣化速度。

上述各類隧道襯砌防火措施中，仍以採用防火被覆為主；而山岳隧道基於其多圓心型斷面，以噴

塗防火材方式或採用纖維混凝土襯砌為主，表 4 為各國外公路隧道採用的防火被覆型式，另歐

洲近期亦針對潛盾隧道之含纖維或無纖維襯砌環片進行防火試驗，試驗結果襯砌環片以採行纖維

混凝土效果較佳，但運用於山岳隧道場鑄混凝土襯砌之施工可行性 ( 含施工機具及混凝土配

比、品質管制等 ) ，仍尚待進一步確定。

表表表表 4 4 4 4 國外公路隧道採用國外公路隧道採用國外公路隧道採用國外公路隧道採用防火被覆案例防火被覆案例防火被覆案例防火被覆案例 [3] [3] [3] [3]

隧道名稱國家形式 /

斷面

火災規模

(MW)

防火被覆型

式附註

4 th Elbe 德國圓形約 50 嵌版及噴塗非交通隧道

LiefkensHoek 比利時矩型無資料嵌版通車

West Schalde 荷蘭圓形 300 噴塗通車

Oresund Link 丹麥、

瑞典矩型 300 噴塗通車

Tokyo port No.2 日本矩型約 100 嵌版通車

有關防火被覆設置範圍，考量長隧道之通風管道與頂拱襯砌崩落，將使原有排煙功能作部份折

減，其重要性相對較高，其被覆之區域以主隧道全線通風管道及通風隔版下方兩側一定範圍內，

參考示意如圖 7 所示。採用於襯砌表面設置防火被覆，可增加隧道安全設施之可靠度，亦可改

進通風隔版之耐久性，可依隧道防救災整體原則下，評估考量下列對策，以進一步確實掌握隧道

整體之安全需求。

- 在預鑄或場鑄通風隔版襯砌，須設置雙側表面之防火被覆，當火災熱釋率超過 100MW 時，只

在火災點因受熱產生扭曲和裂痕，惟在整體隧道主要頂版或通風隔版長度於設計防火時效內應

可被保護，機械性質沒有損失。

- 路邊人行通道側牆遭受災車輛本身的熔化與殘骸造成損壞，為避免阻礙逃生與救援，可考量

在側壁之防火襯砌應向下延伸加長。但地下廊道或在邊路下方管路可不受影響，內部電纜管線亦

未失作用。

- 瑞士 ST. Gotthard 隧道於 2001 年發生火災後經勘查，位於火災點上、下游區域之緊急人行和

車行橫坑逃生門區段均為重要區域，亦顯示該區域只能允許一些較小變形及破壞，以利逃生及救

援；即在火災規模延續期間必須被保留淨空之可行性。

圖圖圖圖 7 7 7 7 隧道襯砌及其通風管道之防火被覆佈置示意隧道襯砌及其通風管道之防火被覆佈置示意隧道襯砌及其通風管道之防火被覆佈置示意隧道襯砌及其通風管道之防火被覆佈置示意例例例例

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

由隧道事故整體救災策略，確認人員逃生列為事故時防救災之優先考量，隧道結構保全則次之；

而在隧道各安全設施包括人車行聯絡隧道、通風系統、監控與交控等各項設施已完整考量，在所

考量之火災規模下，人員可於 10 分鐘之內安全逃生至安全區域，可說已達成人員逃生優先且必

要之考量。惟若火災規模較原設計考量大幅擴大，隧道襯砌則仍不免有爆裂及崩落之情形發生；

以由混凝土遇熱之特性考量，並蒐集國外已應用之案例，隧道內可考量設置防火被覆。

是以就上述分析說明，隧道目前相關設計已將人員逃生列為優先考量且已可符合其目標；而防火

被覆雖可提昇隧道整體防火效能，然以國際間針對隧道事故進行之相關研究，有關隧道火災及防

火被覆等課題均持續研究中，相關理論、應用技術及材料改良未來仍可持續予以注意。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


傳統道碴軌道行駛列車後易因受衝擊而不斷發生劣化，以致須經常投入龐大的人力、物力來維

修，因此研採安全、堅固、耐用、易維修及低壽年成本的『省力化軌道結構』應為我國新建軌道

與既有軌道更新的思考方向。爰此，台北市區鐵路地下化工程南港專案之軌道工程便考量儘量鋪

設長銲鋼軌及無道碴軌道。因本案含穿越汐止市區之高架鐵路，經研究後軌道型式採用『彈性 PC

軌枕防振直結軌道』，以利減少列車引起之噪音與振動。

本軌道工程係國內第一次先委由顧問公司設計，再依細設圖發包施工之案例，本文擬就汐止高架

鐵路段之無道碴軌道及長銲鋼軌佈設原則與結構設計理念、橋上長軌之橋軌互制分析等方面詳予

說明，期能對國內無道碴軌道設計實務本土化、實用化有所幫助。尤其目前各都會區正積極進行

鐵路及捷運等軌道建設之高架化工程，本文亦可使鐵路橋梁規劃設計者適當了解橋上長軌理論及

其應用，以利規設時能充分考量軌道之需求，使相關成果更加完善。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、工程範圍工程範圍工程範圍工程範圍

本軌道型式鋪設於新五堵隧道南端至汐止山岳隧道北端間之高架橋及高架車站上，總長約 5.5

公里；工程範圍內之土建結構系統配置如圖 1 。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、無道碴軌道型式無道碴軌道型式無道碴軌道型式無道碴軌道型式

目前台鐵使用之無道碴軌道系統整理如表 1 ，本案軌道型式係以鐵工局東工處北迴新線採用之

『彈性軌枕直結軌道』型式為基礎，輔以日本常磐新線之『石碴散布型彈性軌枕直結軌道』型式

( 圖 2~4) 之設計理念，進行相互比較及研究改良作業，再作出最佳建議型式 ( 圖 5) ，期間並

邀請「中華民國軌道工程學會」提供材料、施工規範、軌道結構分析之協助及技術指導，以期能

達到較適用及本土化之型式，其中軌枕彈性材及鋼軌墊片已由鐵工局委託工研院材料所研發完成

（圖 6~7 ）。

圖圖圖圖 1 1 1 1 汐止高架鐵路工程範圍示意圖汐止高架鐵路工程範圍示意圖汐止高架鐵路工程範圍示意圖汐止高架鐵路工程範圍示意圖

表表表表 1 1 1 1 台鐵既有無道碴軌道系統表台鐵既有無道碴軌道系統表台鐵既有無道碴軌道系統表台鐵既有無道碴軌道系統表

種類種類種類種類版式軌道系統版式軌道系統版式軌道系統版式軌道系統彈性基鈑軌道系統彈性基鈑軌道系統彈性基鈑軌道系統彈性基鈑軌道系統彈性軌枕彈性軌枕彈性軌枕彈性軌枕

直結軌道系統直結軌道系統直結軌道系統直結軌道系統

地點山線南港溪橋山線苗南隧道彰化-追分間曾文溪橋北迴新線

照片

圖圖圖圖 2 2 2 2 石碴散布型彈性軌枕直結軌道示意圖石碴散布型彈性軌枕直結軌道示意圖石碴散布型彈性軌枕直結軌道示意圖石碴散布型彈性軌枕直結軌道示意圖

圖圖圖圖 3 3 3 3 軌枕彈性材組合軌枕彈性材組合軌枕彈性材組合軌枕彈性材組合圖圖圖圖 4 4 4 4 軌枕下方彈性材軌枕下方彈性材軌枕下方彈性材軌枕下方彈性材

圖圖圖圖 6 6 6 6 軌枕底部彈性材軌枕底部彈性材軌枕底部彈性材軌枕底部彈性材圖圖圖圖 7 7 7 7 軌枕端部彈性材軌枕端部彈性材軌枕端部彈性材軌枕端部彈性材

圖圖圖圖 5 5 5 5 南港專案彈性南港專案彈性南港專案彈性南港專案彈性 PC PC PC PC 軌枕防振直結軌道系統示意圖軌枕防振直結軌道系統示意圖軌枕防振直結軌道系統示意圖軌枕防振直結軌道系統示意圖

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、長銲鋼軌及鋼軌伸縮接頭長銲鋼軌及鋼軌伸縮接頭長銲鋼軌及鋼軌伸縮接頭長銲鋼軌及鋼軌伸縮接頭 (EJ) (EJ) (EJ) (EJ) 之設置原則之設置原則之設置原則之設置原則

舖設長銲鋼軌除可減少軌道養護及維修之人力與成本，亦能提昇行車之舒適性，台鐵有下列舖設

長銲鋼軌路線之規定 [1] ：

1.半徑未滿三百公尺之曲線，不得舖設。

2.反向曲線半徑在一千公尺以下者，不得連續舖設整根長銲鋼軌。

3.變坡地段之豎曲線半徑在三千公尺以下者，不得舖設。

4.新建及改建橋梁舖設橋上長銲鋼軌時，應充分考慮長銲鋼軌之縱向軸力，及採取適當之支承配

置與適當之軌道伸縮接頭配置。

因此必須根據上述規定適當規劃長銲鋼軌舖設路段，並視需要於適當位置設置伸縮接頭（ EJ ）。

長軌兩端之伸縮量比標準長度鋼軌之伸縮量大，但長度在 200 公尺以上者其伸縮量大致相同。

因長軌之伸縮量實非普通接頭所能處理，為處理長軌與長軌、長軌與標準軌間接頭之伸縮，須使

用伸縮接頭。

鋼軌伸縮接頭 (EJ) 設置原則及限制如下：

1.長銲鋼軌兩端需設置 EJ 。

2.鋼軌高溫下之軸力或低溫下之開口量，均需經橋上長軌互制分析檢核，若太大則需設置 EJ 。

3. EJ 不得設置於緩和曲線及豎曲線上。

4.日本規範規定 EJ 不得設置於 R< 600m 曲線上；國內並無規定，本案考量維修保養因素，不

設置曲線 EJ 。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、汐止高架鐵路無道碴軌道設計汐止高架鐵路無道碴軌道設計汐止高架鐵路無道碴軌道設計汐止高架鐵路無道碴軌道設計

一一一一. . . . 設計流程設計流程設計流程設計流程

針對彈性 PC 軌枕防振直結軌道，設計流程如圖 8 。

二. 軌道型式選定

針對彈性 PC 軌枕防振直結軌道 ( 詳圖 5~7) ，其組成要件主要為 UIC60 鋼軌及鋼軌扣結裝置

( 包含扣夾、鋼軌墊鈑及墊片、錨碇螺栓、絕緣板 ) 、 PC 軌枕、軌枕彈性材及混凝土框式道

床等，說明如下：

((((一一一一) ) ) ) 扣結裝置扣結裝置扣結裝置扣結裝置 ( ( ( ( 參考參考參考參考圖圖圖圖 9) 9) 9) 9)

圖圖圖圖 8 8 8 8 彈性彈性彈性彈性 PC PC PC PC 軌枕防振直結軌道設計流程圖軌枕防振直結軌道設計流程圖軌枕防振直結軌道設計流程圖軌枕防振直結軌道設計流程圖

圖圖圖圖 9 9 9 9 潘多爾潘多爾潘多爾潘多爾 (Pandrol) (Pandrol) (Pandrol) (Pandrol) 扣結裝置扣結裝置扣結裝置扣結裝置

1. 鋼軌墊鈑 ( 圖 9 中編號 4) ：為單層鑄鐵鈑，鋼軌傾斜度 1 ： 40 。

2. 鋼軌墊片 ( 圖 9 中編號 3) ：鋼軌墊片彈簧常數，配合軌枕彈性材彈簧常數，採 60 tf/cm 。

3. 彈性扣夾 ( 圖 9 中編號 1) ：使用台鐵現有 Pandrol PR 113A 扣夾 ( 扣夾力約 350kg /

個 ) 。

4. 錨碇螺栓 ( 圖 9 中編號 5) ：螺栓尺寸及其與預埋膠套管間之抗拉力須能抵抗軌道上浮力及

橫向力，本案螺栓直徑採 20mm；螺栓與 PC 軌枕間採用預埋膠套管以保持絕緣。

5. 考量曲線段軌距加寬量、橋梁變形及橋墩之沉陷量，本案無道碴軌道整體扣結裝置有水平向

及垂直向各 15mm 之調整容量，以應付微幅變位。垂直向調整機制為調整圖 9 中編號 9 之尼

龍絕緣板厚度；水平向調整機制為將鋼軌墊鈑之螺栓孔採滑槽孔。

6. 絕緣機制：為了避免電流由鋼軌傳導至道床混凝土，本案扣結裝置設了五道絕緣設施 ( 圖 9

中編號 2,3,9,10 及前述預埋膠套管 )

((((二二二二) PC ) PC ) PC ) PC 軌枕軌枕軌枕軌枕 ( ( ( ( 參考圖參考圖參考圖參考圖 10) 10) 10) 10)

圖圖圖圖 10 10 10 10 彈性彈性彈性彈性 PC PC PC PC 軌枕軌枕軌枕軌枕

1. 斷面形狀及尺寸︰與傳統軌枕梯形斷面不同處在於本案為梯形 ( 上 ) 與矩形 ( 下 ) 斷面之

組合，配合軌枕兩側、端部與框式 RC 道床間之彈性材及軌枕梯形部分兩側設置之可移除彈性

楔，可防止澆灌框式道床混凝土時擠壓兩側彈性材，有利將來必要時可抬高軌枕進行抽換。

2. 製作方法︰先拉預力式。

3. 材料強度︰混凝土抗壓強度， 28 日時 fc' = 500kgf/cm2，預力施加時 fci' = 400kgf/cm

2；鋼絞線︰

3ψ2.9mm。

(三) 彈性材 ( 參考圖 6~7)

若軌道垂直彈簧只位於鋼軌下（如彈性基鈑軌道），則較易發生鋼軌波狀磨耗，故不適宜於較高

速之鐵路，故本軌道型式之垂直彈性係由鋼軌墊片及 PC 軌枕下之彈性材所合成，並於軌枕兩

側及端部與框式道床間佈設水平彈性材，使整根軌枕為三度空間彈性防振機制。另為確保軌道之

垂直彈性，設置前述之可移除彈性楔，以免混凝土框式道床完全束制住 PC 軌枕。

(四) 混凝土框式道床 ( 參考圖 5)

軌道版長 9.95 公尺，版塊之間設置 5 公分伸縮縫，並於軌道版正中間上方設置導裂縫，強度

採 350 kgf/cm2，並於道床與橋面版間預埋剪力錨筋，道床鋼筋須接地。每塊軌道版下方設置 2 支

φ125mmPVC 管以利橫向排水，每根軌枕間設置 1 支 φ50mmPVC 管以利混凝土框內排水，另

亦須考量機電管線橫越需求。

(五) 吸音道碴

於軌枕四周及 RC 道床周圍空地散佈吸音道碴，以利更有效降低振動與噪音。

(六) 間隔材

軌枕下方除彈性材外皆須以間隔材包覆，間隔材作用為避免吸音道碴侵入軌枕下方引致反力，造

成軌枕破裂，並可控制道床混凝土澆置面高度。

三三三三. . . . 決定軌道設計參數決定軌道設計參數決定軌道設計參數決定軌道設計參數

(一) 基本設計條件

UIC60 長銲鋼軌、 KS-18 列車活重、最大行車速度： 130km/hr 、最小曲線半徑： 410m ( 相對

車速： 80km/hr) 。

(二) 初步決定軌枕間距

參考台鐵特甲級線直線段 [2] ，於 25 公尺鋼軌長度內配置 41 根軌枕之原則，假定軌枕間距

為 625mm 。並用連續彈性支承之梁模型（圖 11 ，鋼軌為梁，下方軌枕處為彈簧）分析鋼軌之

應力強度及變形，並檢討是否在允許範圍之內，若否，則重新假設間距。

圖圖圖圖 11 11 11 11 連續彈性支承梁模型連續彈性支承梁模型連續彈性支承梁模型連續彈性支承梁模型

(三) 決定彈性材彈簧常數

軌枕下方彈性材彈簧常數將直接影響軌道整體彈性，為求慎重，特委由「中華民國軌道工程學會」

進行分析，其參考北迴新線、苗南隧道及日本常磐新線所定之軌道彈簧常數，研擬出適合本路段

之軌道彈簧常數值如下述：

1. 北迴新線軌道彈簧常數：

鋼軌墊片 Kp = 60tf/cm

軌枕彈性墊 Kc = 33tf/cm

軌道合成彈簧常數 Ko =1/ （ 1/Kp + 1/Kc ） =21.3 tf/cm

2. 苗南隧道彈性基鈑之軌道彈簧係數：約 25 tf/cm 。

3. 常磐新線軌道彈簧常數：


軌枕彈性墊 Kc = 4.5tf/cm

軌道合成彈簧常數 Ko =1/ （ 1/Kp + 1/Kc ） =4.13 tf/cm

4. 本案軌道彈簧常數：

由於本計畫的軌道路段經過人口稠密之汐止市區，軌道結構須能緩和列車衝擊，以利降低振動與

噪音，本案垂直向彈性材之彈簧常數係採用下列數值︰


軌枕彈性材 Kc = 15tf/cm

軌道合成彈簧常數 Ko =1/ （ 1/Kp + 1/Kc ） =12 tf/cm

相較於苗南隧道與北迴新線，列車行駛於本段軌道時，應較能有效降低振動與噪音；另考量台鐵

車種多，為避免可能產生之過大鋼軌變位量，故將本計畫軌道彈簧常數設定高於常磐新線者，以

維行車安全。另本案端側面彈性材彈簧常數仿常磐新線，採 25 tf/cm 。

(四) 初步決定橋上無道碴長銲軌段扣夾力

選用之扣夾力值須特別考慮軌橋互制效應對鋼軌軸力之影響，以免產生鋼軌挫屈之現象；另在任

何情況下扣夾須能抵抗上揚力，以確保鋼軌被穩定扣壓住；而橋梁下構須能抵抗鋼軌縱向力。本

案參考台鐵南港溪橋版式軌道之扣壓力 300 kgf ，初步定為 350 kgf 。

初步檢核鋼軌上浮力：

鋼軌上浮力一般約為列車輪重之 4.3%[4]

即上浮力 = 18/2 × 0.043 = 0.387 tf = 387 kgf

而扣夾提供之扣壓力 = 350 × 2 = 700 kgf > 387 kgf OK!

最後須依橋上長軌軸力檢核，來決定扣夾力。

四四四四. . . . 組成要件力學檢核組成要件力學檢核組成要件力學檢核組成要件力學檢核

(一) 決定軌道設計載重

1. 標準活載重

設計列車軸重依台鐵「無道碴軌道設計規範」以 KS-18 系統為主，其輪軸相對位置如圖 12 所

示。以下分析介紹將以 K-18 進行。

圖圖圖圖 12 KS 12 KS 12 KS 12 KS----18 18 18 18 載重載重載重載重

與列車相關之載重除列車活重外，尚包括衝擊力、離心力、車輛側向力及車輪橫壓力、煞車力及

啟動力等，請另詳參考文獻 [3] ，第三章。

在結構分析檢核過程，以擬靜態方式來進行，並考慮衝擊係數以反應列車動態載重。

2. 軌道結構組件設計載重

當單一輪重作用於含彈性支承之鋼軌時，彈性支承體所受反力如下 [ 4 ， p307] ：

鋼軌壓力＝軸重÷ 2× 分散係數 × （ 1 ＋衝擊係數）

鋼軌橫壓＝軸重÷ 2× 橫壓係數 × 分散係數 × （ 1 ＋衝擊係數）

分散係數分散係數分散係數分散係數：表示單一輪重作用於含彈性支承之鋼軌時，鋼軌將力量分散到數個軌枕，各個軌枕

上分配到的輪重比率，與鋼軌之剛度以及鋼軌的支承彈簧係數有關。單一輪載作用於鋼軌，鋼軌

下方軌枕分配到的輪重分散係數為 0.35~ 0.5 ，一般參考資料在設計檢核時取較保守的分散係數

值 0.5 。

衝擊係數衝擊係數衝擊係數衝擊係數：表示由於移動載重的衝擊與鋼軌凹凸變化造成動態載重比靜輪重高出之載重比率。

一般衝擊係數的訂定，係由試驗與長期監測統計回歸而成簡化估算式。應參酌國內外規範及國內

學者專家之研究論文及報告以定之。日本文獻有關鋼軌、軌枕與軌床等構件之局部強度檢核時，

垂直衝擊係數取 1 ，橫向取 0.5 ，與整體橋梁結構分析使用之軸重衝擊係數不同。

橫壓係數橫壓係數橫壓係數橫壓係數：為鋼輪作用於鋼軌之水平側向力與垂直力之比率。通常橫壓約為輪重 40% 以下。

由於橫向力之作用，輪子有被擠上的趨勢，但輪重正好有抑制車輪向上爬的作用，當上擠作用超

過輪重抑制作用的限值後，就發生脫軌現象。這個限值為橫向力 Q 與輪重 P 之比，也叫脫軌

係數 [ 4 ， P173 、 P396] 。一般設計常取輪軌橫壓係數為 0.8 ，此乃根據脫軌係數最不利的

情況而定。

(1) 鋼軌扣件之設計載重

鋼軌扣件是大量使用之軌道組件，除考慮其容易更換及養護外，亦須考慮扣件之疲勞及降伏強

度，在一般結構設計中，考慮以下三種荷載和限值 [ 4 ， P28~29] ：

A 荷載：極少發生之極大載重 ( 銹蝕彈簧鋼的 103次反覆疲勞限值 )

B 荷載：經常發生之最大載重 ( 銹蝕彈簧鋼的 105次反覆疲勞限值 )

C 荷載：平常荷載 ( 耐久限值 )

參考新幹線與在來線的鋼軌扣件設計載重後，本案各荷載計算式為：

A 荷載：輪重 = 軸重÷ 2×1.3

橫壓 = 軸重÷ 2×0.8

B 荷載：輪重 = 軸重÷ 2×1.15

橫壓 = 軸重÷ 2×0.4

C 荷載：輪重 = 軸重÷ 2×1

橫壓 = 軸重÷ 2×0.2

(2) 軌枕設計用載重

軸重 18tf，靜止輪重 9tf

垂直載重（輪重）＝18÷2×0.5分散係數

×(1+1衝擊係數

) ＝ 9 tf

水平載重（橫壓）＝18÷2×0.8橫壓係數

×0.5分散係數

×(1+0.5衝擊係數

) ＝5.4 tf

(3) 道床混凝土用之設計載重

除前述鋼軌壓力及橫壓外，另須考慮下列載重：

列車縱向載重：取剎車力、起動力之大者 ( 詳參考文獻 [3]3.6 節 )

長銲軌縱向載重為扣結裝置之縱向阻力或依下式：

Px ≧ 1.0 t/m/ 每股軌道 [5]

水平載重（橫向載重）為防止軌道挫屈之阻力 [1] ，如下式：

Py ≧ 0.5 t/m/ 每股軌道 (UIC60 軌，曲線半徑 600M 以上 )

Py ≧ 0.65 t/m/ 每股軌道 (UIC60 軌，曲線半徑 400M 以上，未滿 600M )

Py ≧ 0.6 t/m/ 每股軌道 ( 無道碴軌道與道碴軌道銜接處 )

(二) 軌道結構組件之力學檢核

1. 扣結裝置檢核

軌道扣件一般皆由廠商自行研發設計及生產，因此對於鋼軌扣件之選擇評估，僅設定一般性設計

條件，再由供應廠商依材料規範之規定進行測試。

(1) 檢核要點

A. 檢核列車行駛時鋼軌墊片之受力

根據 JRS 規定，鋼軌墊片應具有下列性能 [ 4 ， P31] ：

a. 經常性荷載作用下的平均壓縮應力應在 20kgf∕cm2(2MPa)以下。

b. 最大壓縮應力（鋼軌墊片端部）應在 40kgf∕cm2(4MPa)以下。

c. 變形（平均）應在 10 ％以下。

B. 檢核因橫壓作用時之鋼軌傾斜所引致的偏差 ( 鋼軌頭部橫向位移 )

依台鐵「無道碴軌道設計規範」 [6] 規定：「鋼軌扣結裝置以 4.5 噸側向壓力，及垂直側向壓

力比為 0.6 的壓力下，其鋼軌頭部側向變位應小於 5mm 以下。」

C. 固定螺栓抗拉拔試驗：固定於軌枕之鋼軌扣結裝置，其在鋼軌兩側抗拉力每側需達 3 公噸以

上，而抗拉拔破壞力需達 7 公噸以上。

D. 扣件系統整體功能測試

為應證鋼軌扣夾系統能達到預期之縱向阻力及橫向束制要求，本案特委請「中華民國軌道工程學

會」於材料規範內定出扣件系統整體功能測試項目，包含 (1) 鋼軌扣件反覆載重試驗， (2) 鋼

軌扣件系統縱向試驗， (3) 鋼軌扣件系統橫向試驗等。

(2) 鋼軌扣夾及墊片之受力分析

上述檢核要點 A 、 B 可依參考文獻 [4] P27~32 之理論分析獲得初步檢核。

2. PC 軌枕之檢核

(1) 分析方式

PC 軌枕係置入混凝土之框式混凝土道床中，再透過彈性材將載重傳至混凝土之框式道床。可將

軌枕假設為簡支之混凝土梁，並受鋼軌載重及混凝土框式道床之反力 ( 參考圖 13) ，依此分析

及設計軌枕。

(2) 檢核重點

設計載重對軌枕造成之彎矩應力，由軌枕內部有效預力引致之彎矩應力來平衡，兩者合成應力於

服務載重時應無彎矩拉應力及剪力破壞。

圖圖圖圖 13 13 13 13 軌枕受力示意圖軌枕受力示意圖軌枕受力示意圖軌枕受力示意圖

3. 混凝土框式道床

(1) 分析方式

依垂直載重 ( 輪重 ) 、水平載重 ( 橫壓 ) 、縱向載重 ( 制動力 ) 、長銲鋼軌縱向載重 ( 扣

結裝置之縱向阻力 ) 及防止軌道挫屈之水平阻力等因素來設計混凝土框式道床 ( 詳圖 14) 。

圖圖圖圖 14 14 14 14 軌枕處道床混凝土受力示意圖軌枕處道床混凝土受力示意圖軌枕處道床混凝土受力示意圖軌枕處道床混凝土受力示意圖

(2) 檢核重點

主要檢核對象有道床與軌枕間之承壓應力、剪應力，另於管線穿越處，須以加強筋補強。並檢討

與下方之土建結構 ( 橋面板 ) 間是否須設置錨筋 ( 剪力筋 ) 。橋面錨筋的佈設位置應考慮舖

軌進行時工作車動線 ( 詳圖 15) 。

圖圖圖圖 15 15 15 15 道床混凝土錨筋圖道床混凝土錨筋圖道床混凝土錨筋圖道床混凝土錨筋圖

五五五五. . . . 橋上長銲鋼軌受溫度變化之軸力及裂斷開口量檢核橋上長銲鋼軌受溫度變化之軸力及裂斷開口量檢核橋上長銲鋼軌受溫度變化之軸力及裂斷開口量檢核橋上長銲鋼軌受溫度變化之軸力及裂斷開口量檢核

長銲鋼軌舖設於橋梁上時，隨著溫度變化，梁會以固定支承端為不動點而發生伸縮，由於梁與鋼

軌之溫度變化伸縮量相異，致鋼軌與梁之間會有軌道縱向力之作用。對於橋枕軌道、版式軌道及

直結軌道而言，鋼軌與梁間縱向作用力之大小係依預先設計之鋼軌扣件縱向阻力而決定，而橋梁

受溫度變化之伸縮則受支承束制之影響，因此長銲鋼軌與橋梁間之互制影響沿著軌道之縱方向增

減鋼軌軸力，使軸力分佈複雜化。因此無道碴之橋梁上舖設長銲鋼軌時，必須針對橋軌互制之影

響實施計算，檢討是否適宜舖設長銲鋼軌。

(一) 基本計算式

1. 單跨簡支梁案例及符號定義

圖圖圖圖 16 16 16 16 鋼軌縱向阻力之作用與軸力分布鋼軌縱向阻力之作用與軸力分布鋼軌縱向阻力之作用與軸力分布鋼軌縱向阻力之作用與軸力分布 [4] [4] [4] [4]

E ：鋼軌彈性係數

A ：鋼軌斷面積

β：鋼軌之溫度膨脹係數

β'：梁之溫度膨脹係數

t ：與舖定溫度之溫度差

γ：橋梁區間道床縱向阻力

γ0 ：一般區間道床縱向阻力

Pt ＝ EAβt：溫度差 t 時不動區間之鋼軌軸力

2. 假設條件

(1) 長銲鋼軌舖定時之橋梁溫度與鋼軌溫度相同，而溫度上昇量、下降量亦相等。

(2) 梁不被鋼軌拘束，隨溫度之變化自由伸縮。

(3) 橋上縱向阻力γ及路堤段縱向阻力γ0 為定值。

(4) 梁與鋼軌之相對變位是經由梁上之扣結裝置，對鋼軌施加單位長度均等之縱向阻力γ所造成。

當長銲鋼軌之不動區間內有單跨之橋梁，於溫度上昇 t 時，梁之伸長量為向右移動以 Gy 直線

表示。此時鋼軌各點相對於舖定時之移動量以 Ry 曲線表示，於 O 點梁與鋼軌之移動量相等

(Gy ＝ Ry) ，此時在 AC 及 BD 間因鋼軌向右側移動，故縱向阻力γ0 向左側作用，於 OA 間

亦因鋼軌向右之移動量比梁大，致縱向阻力γ向左作用，另一方面 OB 間之梁向右移動較大，因

此縱向阻力γ向右作用。

依上述阻力方向，對應之鋼軌軸力分佈可得如圖 16 所示，求解未知數χ1 、χ2 、 δ後，可得軸

力圖。

3. 分析計算流程

於前述假設之條件下，對梁上長銲鋼軌之軸力計算流程如下：

(1) 假設鋼軌與梁之位移一致點 O ，繪製軸力分佈圖如圖 16 所示之情形，此時 C 、 D 為梁

區間外鋼軌之不動點。

(2) 由力的平衡可得如下之關係式：

PtPtPtPt－－－－γγγγ0000χχχχ1111－－－－γδγδγδγδ＋＋＋＋γγγγ((((ℓ－－－－δδδδ))))＝＝＝＝PtPtPtPt＋＋＋＋γγγγ0000χχχχ2222

即即即即 γγγγ0000χχχχ1111＋＋＋＋2222γδγδγδγδ－－－－γγγγ ℓ＋＋＋＋γγγγ0000χχχχ2222＝＝＝＝0000 (1) (1) (1) (1)

(3) CO 間之鋼軌伸長量與 O 點之梁移動量為一致， S 1 為 CO 間之軸力圖所包含之面積，則

CO 間之變位可以下式表示：

(2) (2) (2) (2)

同樣對 OD 間；

(3)(3)(3)(3)

(4) (1) ～ (3) 式聯立求解可得χ1、χ2、δ 。以此計算雖然亦可適用二跨度以上之橋梁，但隨著跨

數增加，變數亦增加，難解度亦提高。

(5) 若解答不適當須重新假設位移一致點 O 再計算，如某支梁之位移一致點 O 經檢算後超過該

梁範圍，表示一致點假設位置不適當，必須重新假設。

(6) 繪製最高軌溫下之橋上長軌之軸壓力分佈圖，並檢討軸壓之挫屈穩定性，以國內常用的 50N

及 UIC60 鋼軌為例，在滿足基本道床阻力條件下，鋼軌軸力分別不得超過 74tf 及 100tf ，若

在曲線段則需依前述軌道挫屈強度計算曲線段鋼軌之挫屈強度，再加以評估其挫屈穩定性。

(7) 繪製最低軌溫下之橋上長軌軸拉力分佈圖，檢核斷軌開口量，參考圖 17 ，當長軌裂斷為兩

節，受拉鋼軌將由斷口向兩邊收縮，形成一斷軌開口，其開口量估計可以軸拉力圖在斷口處以縱

向阻力為斜率，向兩側繪製兩條斜線延伸至軸力線，其所包圍的斜線面積 SD 除以 EA 即為斷軌

開口量 D ，如下式：

(4) (4) (4) (4)

考量此開口量的目的為防止鋼軌在疲勞或其他因素下發生斷軌時，形成之斷軌開口須不致使列車

運行時發生脫軌意外，嚴格來說，斷軌開口量容許值應與鋼軌強度及營運列車之輪徑有關，但國

內規範並無明確規定，參考日本文獻資料，一般可採用 50mm （ 50N ）及 70mm （ UIC60 ）

作為開口量容許值。

圖圖圖圖 17 17 17 17 裂斷時開口量之軸拉力示意圖裂斷時開口量之軸拉力示意圖裂斷時開口量之軸拉力示意圖裂斷時開口量之軸拉力示意圖

(二) 橋上長軌檢核時之簡化簡支梁模型 [7]

如前所述，橋上長銲鋼軌受溫度變化之軸力分析的橋梁基本模型為簡支梁，然而實際橋梁型式可

能是連續梁、懸臂梁、或多種橋梁型式組合而成，因此在進行橋上長軌檢討前，必須將橋梁分析

模型簡化成簡支梁型式，方能依前述理論進行橋上長軌之分析檢核。

而上述簡化分析之簡支梁模型之決定，係考量橋梁上構受溫度變化而產生軸向變形時，根據軸向

變形的束制情況，決定其固定端支承及可動端支承位置，並進而決定梁長，參考圖 18 。

(三) 軌道挫屈

鋼軌隨溫度變化而伸縮，若伸縮受阻，即產生內應力。令 ∆t 表示鋼軌溫度與舖設溫度的差值，

則伸縮受阻鋼軌的軸力 Pt＝EAß∆t。軌道強度不足以抵抗膨脹壓力時，軌道即向橫方向變形，稱

為軌道挫屈。軌道挫屈與一般構材挫屈不同，軌道除靠鋼軌本身的勁性外，也靠道床及軌框勁

性抵抗挫屈，因此挫屈形狀及波長皆變化極大，同時道床抵抗力與變形間的關係亦非線形，因此

分析較困難。

軌道受軸壓變形情形可以圖 19 表示。溫度上昇初期，鋼軌因軸壓之橫向變位量甚小，到達 A 點

後，溫度雖維持不變，鋼軌橫向變位量大增，至 B 點才達到穩定狀況。此種由 A 點突然大量

變化到 B 點的現象即為軌道挫屈。為確保安全起見，一般取 C 點的 Pt 量為軌道最低挫屈強

度。

圖圖圖圖 19 19 19 19 溫度上昇與鋼軌變位關係溫度上昇與鋼軌變位關係溫度上昇與鋼軌變位關係溫度上昇與鋼軌變位關係

日本國鐵採用依據能量法推導之理論式，將鋼軌軸力使其產生變形之內能與阻止其產生挫屈波形

之外功取得平衡而得挫屈理論式如下 [8] ：

(5)

其中

P t ：發生挫屈瞬間前之鋼軌軸力 (kgf)

P ：發生挫屈後之平衡軸力 (kgf)

n ：挫屈波形數

E ：鋼軌彈性係數(2.1×106 kgf/cm

2)

J ：鋼軌之橫向慣性力矩(cm4)

r ：道床縱向阻力 (kgf/cm)

g ：道床橫向阻力 (kgf/cm)

A ：鋼軌斷面積(cm2)

µ，ϕ，ξ：依挫屈波形而定之常數

n＝1：µ＝8.8857, ϕ＝17.7714, ξ＝1

n＝2：µ＝7.9367, ϕ＝0, ξ＝0

R ：軌道曲線半徑 (cm)

上式之挫屈強度 Pt 與平衡軸力 P 之間，以最小能量原理求得最小挫屈強度 Pt,min 即為鋼軌挫

屈強度。

(四) 汐止高架鐵路橋上長軌軸力及裂斷開口量實例計算

依據前述理論，針對長銲鋼軌進行橋上長軌之軸力檢核，主要檢核項目包括： 1. 最高軌溫下之

軌道挫屈穩定性檢核 2. 最低軌溫下之鋼軌裂斷開口量檢核。

在進行橋上長軌檢討前，必須將橋梁分析模型簡化成簡支梁型式，方能依前述理論進行橋上長軌

之分析檢核，經簡化後之簡支梁模型如下（圖 20 ）。

圖圖圖圖 20 20 20 20 簡化後之簡支梁模型圖簡化後之簡支梁模型圖簡化後之簡支梁模型圖簡化後之簡支梁模型圖

本路段之軌道基本資料如下：最小曲線半徑 R＝410M；舖定溫度 30℃；鋼軌橫向慣性矩 J＝

512.9cm4 ；鋼軌斷面積 A＝76.86cm

2；鋼軌彈性模數 E = 2100000 kgf/cm

2；鋼軌之溫度膨脹係數β

= 0.0000114；道床縱向阻力 r =5.6 kg/cm；道床橫向阻力 g =6.5 kg/cm。

1. 進行橋上長軌之軸力分析，繪製最高

2. 軌溫（ 60 ℃ ）下之橋上長軌軸壓力分佈圖 ( 圖 21) ，並進行軸壓之挫屈穩定性檢核：

Pc,max ≦ 100tf （直線段）

Pc,max ≦ Pcr ／ FS （曲線段）（ FS ：安全係數）

圖圖圖圖 21 21 21 21 最高軌溫橋上長軌軸壓力分佈圖最高軌溫橋上長軌軸壓力分佈圖最高軌溫橋上長軌軸壓力分佈圖最高軌溫橋上長軌軸壓力分佈圖

由圖 21 ，最高軌溫下橋上長軌之最大軸壓力 Pc,max ＝ 68.29tf ，由於本路段為曲線段（ R ＝

410m ），計算曲線段之軌道挫屈強度 Pcr 如下：

得到鋼軌之軌道挫屈強度 Pcr ＝ 94.07tf ，考慮安全係數 FS ＝ 1.25 ：

(OK)

2. 進行橋上長軌之軸力分析，繪製最低軌溫（ 0 ℃ ）下之橋上長軌軸拉力分佈圖 ( 圖 22) ，

檢核斷軌開口量 Dmax ≦ 70mm 。

圖圖圖圖 22 22 22 22 最低軌溫橋上長軌軸拉力分佈圖最低軌溫橋上長軌軸拉力分佈圖最低軌溫橋上長軌軸拉力分佈圖最低軌溫橋上長軌軸拉力分佈圖

根據軸拉力分佈圖，選擇每一個波峰點作為斷口處，以縱向阻力為斜率，繪製斷軌軸力圖；以橋

上縱向阻力為斜率之夾角：；計算斜線面積 SD ，再除以鋼軌斷面

性質 EA 即為斷軌開口量 D ，得到最大斷軌開口量為 Dmax ＝ 40.2mm< 70mm (OK)

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

陸陸陸陸、、、、結論結論結論結論

一. 軌道是土建與車輛間之重要介面，其系統之良窳直接影響列車營運之舒適與安全，現代化軌

道多朝採用無道碴軌道並佈設長銲鋼軌之形式，以減少軌道養護、維修之人力與成本，並提昇行

車的舒適性。

二. 於穿越或鄰近特殊環保需求處之軌道建設，應慎選軌道系統型式以減少對周遭環境之噪音與

振動。本案採用之彈性 PC 軌枕防振直結軌道，其優點為可提供三度空間彈性防振機制，且考

量了將來維修時可抬高抽換軌枕之方便性；另再散佈吸音道碴，以加強噪音防治效果。

三. 因本高架軌道計畫經過人口稠密之汐止市區，採用之軌道垂直彈簧常數 (12tf/cm) 比台鐵既

有之無道碴軌道型式 ( 約 20~30tf/cm) 略小，期能有效降低振動與噪音；但比日本常磐新線者

(4.13tf/cm) 高，乃因台鐵車種太多，仍需適當保守考量，以維安全。其實際減振效果則須配合後

續軌道監測計畫，再予以回饋檢討。

四. 於舖設無道碴軌道之橋梁上設置長銲鋼軌時，須特別考慮橋軌互制效應對鋼軌軸力之影響，

以免產生高溫鋼軌挫屈或低溫鋼軌裂斷口量過大之現象，因此扣夾之選用須特別考量。本案於橋

上無道碴長銲軌段，採用 Pandrol PR113A 型扣夾 ( 扣壓力約 350 kgf/cm) ，鋼軌墊片則採用膠

結不銹鋼片以降低摩擦阻力。

五. 橋上長軌受溫差之軸力分析模式，所有橋型均可針對其支承配置方式模擬為簡支梁系統，以

簡化分析。鋼軌軸力經分析檢討過大時，應考量於適當位置設置鋼軌伸縮接頭，以防止挫屈；亦

須針對較大跨距橋梁檢核冬季斷軌時之開口量。

六. 因既有台鐵無道碴軌道皆以功能標方式發包施工，而本案為國內第一次先委由顧問公司設

計，再依細設圖發包施工之案例，本文特針對該無道碴軌道結構設計理念、橋上長軌之橋軌互制

分析理論等詳予介紹，期能拋磚引玉，以供國內後續無道碴軌道設計之參考，並利鐵路橋梁規劃

設計者了解橋上長軌理論及其應用。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


卵礫石屬第四紀固結不良沉積地層，因成岩作用尚未完成或因地質材料組成之因素，普遍具有 (1)

地盤完整且少有節理發育； (2) 地盤強度偏低；以及 (3) 透水性高、遇水易弱化等特性。換言

之，此等隧道之穩定性主要由材料本身所控制，與一般所謂岩石隧道取決於岩體構造有所不同。

而由八卦山隧道之施工經驗得知，於卵礫石層進行隧道開挖作業所遭遇之問題，確與岩石隧道略

有不同，也常因開挖面之穩定與否及地下水問題，引致隧道施工障礙或困難，且因國內欠缺卵礫

石層隧道之施工經驗等，故卵礫石層隧道可稱為特殊地質隧道。因此，本文就國內部分岩石隧道

中屬特殊地質隧道之處理案例，與八卦山隧道工程於施工過程中所遭遇之問題與處理對策做一比

較，進而探討兩者異同之處，俾供日後於類似地層中隧道規設與施工之參考。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

壹壹壹壹、、、、岩石隧道案例之簡介岩石隧道案例之簡介岩石隧道案例之簡介岩石隧道案例之簡介

隧道工程中所稱之特殊地質，一般包括：軟弱地層、擠壓與膨脹性地層、湧水、斷層破碎帶、高

岩壓及地熱、淺覆蓋及偏壓地段、含煤或礦坑地段、含有害氣體之地層等等，惟考量其地層、材

料之力學特性、地質構造與地下水狀況等，本文僅選擇國內以往曾於軟弱地層、擠壓性地層、湧

水或斷層破碎帶等特殊地質中施工之岩石隧道處理案例如：北二高之中和隧道、木柵隧道、北宜

高之雪山 ( 坪林 ) 隧道、南二高之中寮隧道、蘭潭隧道、台鐵東線改善工程之新永春隧道、水

資局烏山頭水庫送水管線改善工程之送水隧道等，加以彙整與說明於表 1 。

表表表表 1 1 1 1 岩石隧道岩石隧道岩石隧道岩石隧道事故事故事故事故之處理案例之處理案例之處理案例之處理案例

隧道名稱破壞模式事故概況主要處理對策

北二高

中和隧道

擠壓變形

隧道崩坍

隧道變形持續發生，陸續導致噴凝土

龜裂、支保挫屈變形等；隨後於北上線

修挖過程發生大規模坍落，引致南下線

原擠壓段發生更嚴重擠壓破壞。

處理對策包括：噴凝土封面、門型 H-

型鋼緊急支撐、加設岩栓、崩坍孔洞

回填灌漿、先撐管幕與隧道周圍之固

結灌漿。

北二高

木柵隧道

擠壓變形

進入斷層帶後變形大增，經二次採加厚

基腳噴凝土與岩栓補強後變形趨緩，待

隧道上半部輪進時，又立即持續發生變

形，致鋼支保挫屈、噴凝土龜裂，上半

開挖後 4 個月，累計頂拱下陷達 400

mm ；隨後降挖洞台及仰拱並加以閉

合，變形趨於穩定，惟恢復向前開挖後

仍持續變形，且累計達 1,300 m m 以

上。

於隧道內鑽設複 ( 對 ) 式預力地錨以

強化岩柱 (pillar) 強度，另由仰拱向下

施打系統岩栓，防止仰拱上舉並加勁下

方岩盤等措施，先補強已開挖區段，俟

隧道穩定後，再進行內侵斷面修挖作

業。重設鋼支保及噴凝土等。

北宜高

雪山隧道

擠壓變形

大量湧水

導坑開挖直徑 4.8 m ，長度 12.9 公里，

先行以 TBM 開挖，因大量湧水，破碎

地盤抽坍，曾於 1996.02.04 及

1997.12.09 受困兩次。

隨後西行線隧道採鑽炸法開挖，上半通

過頂拱下陷接近 300 mm 。

東行線隧道依導坑及西行線施工經驗

修正開挖支撐，頂拱下陷接近 200

mm 。

1. 採迂迴導坑、排水迂迴導坑、大口

徑水平長距離鑽孔探查，兼排水，降低

水壓，並進行固結、回填等處理措施。

2. 西行線採台階開挖，並採固結灌

漿，縱向連結已架設之鋼肋，及設置臨

時仰拱噴凝土等。

3. 東行線上半改採鑽炸，下半仍以

TBM 通過，支撐包括剛性更高之鋼支

保， 45 cm 厚噴凝土， 6 m 長岩栓，

固結灌漿。

南二高

中寮隧道

頂拱及開

挖面崩坍

湧水伴隨 10~100 cm 不等之大小岩塊

由開挖面崩落，頂拱抽心高達 9 m ，並

伴有甲烷、油氣及疑似黑色原油。

1. 緊急處理對策：噴凝土封面、打設

排水孔導水、頂拱打設 6 m 長鋼軌樁。

2. 修復處理對策：上半部採半半開

挖、頂拱打設 3M 長前進支撐鋼管、

縮短輪進長度，俟完成隧道開挖後再進

行二階段之固結灌漿。隧道內加強通

風，設置固定式及攜帶式有害氣體偵測

器，每天偵測 2 次。

南二高

蘭潭隧道

淺覆蓋

軟弱地層

豐富地下

水

豐沛地下水將導致岩體弱化，影響開挖

面之穩定。

1. 採用「側壁導坑」工法。

2. 採用鋼纖噴凝土與桁架型鋼肋以防

隧道擠壓變形。

3. 由地表事先進行點井抽水。

新北迴鐵路

新永春鐵路

隧道

大量湧水

開挖面崩

坍

1998.10.24 隧道內突然出現大湧水量達

25 m 3 /min ，至 1998.10.27 湧水量增至

50 m 3 /min ，開挖面即發生大湧水夾帶

土石掩埋達約 110 m 長，其後接連數日

湧水不斷，並曾高達 80 m 3 /min ，至

1998.11.07 隧道遭土石掩埋長達 540

餘公尺後才逐漸穩定，坍流土石約

15,000 m 3 。

緊急處理對策：

1. 改善洞外排水

2. 逐段配合坍方清理，於山側開挖迂

迴坑

3. 增設大口徑排水管洩水降壓。

4 . 進行補充地質調查

修護處理對策：

1. 將部分主坑留做永久排水坑道，另

闢東側修改線坑道。

2. 崩坍段固結灌漿。

3. 採固結 ( 化學 ) 灌漿、熱瀝青灌

漿、微形樁等改良地盤，並輔以管幕

工法以維持開挖面之穩定。

烏山頭水庫

送水隧道

大量湧水

開挖面崩

坍至地表

隧道遭遇厚層砂岩，因膠結疏鬆致前後

發生四次崩坍，隧道內坍落土石約

1,100 m 3 ，除造成鋼支保扭曲變形外，

上方地表並成一直徑約 11 m 、深約 6

m 之凹洞。

緊急處理對策：

1. 噴凝土封面

2. 以型鋼支撐與鋼矢鈑穩定隧道及其

頂拱。

3. 地表凹洞填築砂包並覆蓋遮雨帆

布。

4. 由地表向下鑽設抽水井抽水降低水

位。修護處理對策：

1. 採環挖開挖工法，預留土心。

2. 採 3m 長鋼軌樁與鋼矢鈑併用先撐

方式，維持頂拱之穩定。

3. 採擴座基腳以增加承載能力。

4. 以超微粒水泥灌漿。

綜合表 1 中以往曾於軟弱地層、擠壓性地層、湧水或斷層破壞帶等特殊地質中施工之岩石隧道

處理案例，其常用之處理對策 ( 輔助工法 ) 彙整如下：

一 . 確保開挖面之自立性

1. 頂拱之穩定對策：先撐管幕、支撐鋼管。

2. 開挖面之穩定對策：環挖、導坑開挖、封面噴凝土、臨時仰拱、開挖面岩栓、地盤改良等

二 . 確保隧道之穩定

1. 提高岩體強度：地盤改良

2. 增加支撐強度：擴座基腳、條形基腳、聯樑基腳、微形樁、加厚噴凝土、補強岩栓、重形鋼

肋、臨時仰拱、外加支撐。

三 . 地下水之處理

1. 排水工法：排水鑽孔 ( 包括長孔排水 ) 或排水導坑、地表抽水井或點井。

2. 止水工法：化學灌漿 ( 包括水玻璃系、樹脂灌漿 ) 、瀝青灌漿。

3. 止、排併用工法

由表 1 所舉案例中得知，特殊地質中，岩石隧道所招致之破壞事故，其常用之處理對策 ( 輔助

工法 ) ，簡而言之，即縮小開挖斷面以減少擾動、先期支撐以防頂拱鬆動、儘早閉合以抑制變

形、強化支保腳以增加承載能力、妥善處理地下水以免岩體弱化等。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、八卦山隧道案例之簡介八卦山隧道案例之簡介八卦山隧道案例之簡介八卦山隧道案例之簡介

公路總局東西向快速道路漢寶草屯線八卦山隧道遭遇之主要地層為頭嵙山層火炎山相礫石層，其

中卵礫石含量平均約 70% ～ 80 ％，卵礫石粒徑大者約達 40 ～ 50 cm ，卵礫石間之細料成份

以青灰色粗、中砂及棕黃色粉砂質泥層為主，礫石層內所夾之砂層或黏土層常呈薄層或凸鏡狀，

亦有部份呈巨厚狀，最厚可達 2m 以上。由於礫石含量較高，且礫石層中之填充物 ( 砂或粉土 )

膠結尚佳，故於乾燥路段中，隧道開挖後大都仍可維持穩定，或僅零星卵礫石剝落之情況。偶遇

有細礫夾粗砂之地層，雖於乾燥路段中，仍因砂礫膠結疏鬆，經開挖擾動後，則易產生崩塌情形。

卵礫石層內所夾薄層之砂層、黏土層或凸鏡體，對隧道側壁及開挖面之穩定性影響不大，惟當夾

層或凸鏡出現於頂拱附近時，極易因自重而造成頂拱之崩坍，並常有持續向上抽坍成圓穹狀後穩

定為止。

當隧道遭遇滲 ( 湧 ) 水時，因卵礫石層之滲水為全面性之狀態，故卵礫石間之砂或粘土等充填

基質有軟化或流失之情形，致使穿孔效應 (punching effect) 較為明顯，導致地層固結與膠結程度

降低，進而引起開挖面之破壞，尤以開挖面出現夾層或凸鏡體時，多量之滲水將使粘土層崩解或

砂層呈流動化，雖已事先採取頂拱先撐保護措施，亦無法避免程度不一之抽坍。

當隧道遭遇厚層泥層時，泥層雖具有固結，但開挖後仍易產生解壓節理及切向應力作用剪壞，而

呈塊狀坍落，雖然採「即挖即襯」、「先撐鋼管 ( 幕 ) 」等輔助措施仍能完成隧道之開挖與支

撐工作，惟隧道部份區段因位於高地下水位下，地下水極易由解壓節理之裂隙間滲入，使泥層緩

慢軟化、崩解，致鬆動範圍逐漸擴大；若遭遇滲 ( 湧 ) 水後，因泥層含水後強度急遽降低，除

容易發生開挖面抽坍外，且因地盤軟化而降低其承載力，造成隧道擠壓變形或大量沉陷等事故。

當隧道遭遇無凝聚力之砂層時，滲水將使其流動，雖可採「分區開挖」、「先期降水」等輔助措

施克服之，但隧道仍須承受高孔隙水壓，故仍可能造成隧道擠壓變形或大量沉陷等事故。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、岩石與卵礫石地層隧道破壞型式之比較岩石與卵礫石地層隧道破壞型式之比較岩石與卵礫石地層隧道破壞型式之比較岩石與卵礫石地層隧道破壞型式之比較

試以兩者之崩坍規模、崩坍型態、變形狀況及地下水情況等分別說明如下。

一 . 崩坍規模

岩石與卵礫石地層隧道兩者若因均為地下水所造成之崩坍，則其規模均趨於大型化，例如卵礫石

地層隧道若遭遇砂泥質地層且有大量滲水時，每公尺輪進之平均抽坍量為平均抽坍量之二倍；而

特殊地質中岩石隧道之處理案例中，同樣以遭遇大量湧水招致隧道崩坍之規模最大，如：烏山頭

水庫送水隧道內坍落土石約 1,100 m 3 ，新北迴鐵路新永春鐵路隧道甚至高達 15,000 m 3 ，而

北宜高雪山 ( 坪林 ) 隧道更因大量湧水使 TBM 多次受困，影響工程進度甚巨。惟岩石隧道之

崩坍規模一般較卵礫石地層隧道之崩坍規模大得多，因此，其處理費用高、工期長、危險性大，

亦有別於卵礫石地層隧道。

二 . 崩坍型態

卵礫石地層隧道中之崩坍型態以頂拱及其附近崩坍者 ( 亦即俗稱抽心 ) 為最常見之崩坍型

態，與特殊地質中岩石隧道之處理案例中，仍以頂拱及其附近崩坍者居多相似。惟卵礫石地層隧

道之崩坍大多僅侷限於開挖面其附近，較少擴及已完成之隧道而造成支撐破壞之情事。雖於高地

下水下之砂層、砂泥互層，會造成隧道開挖面其頂拱土石崩坍，且有回抽至已完成之隧道支撐者，

回抽範圍通常約 3~5 輪，其崩坍型式亦僅土石坍落而形成孔穴狀，隧道支撐如噴凝土、鋼支保

仍完好形似薄殼。但案例中岩石隧道之崩坍，均會同時波及已完成之隧道而造成支撐潰敗或嚴重

擠壓之破壞。

三 . 變形狀況

卵礫石地層隧道於低凝聚或軟弱地層中，隧道即會產生大量變形，與岩石隧道因遭遇軟弱地層、

擠壓性地層、湧水或斷層破碎帶等特殊地質時，其變形量亦有大增、無法收歛的現象，且有招致

隧道嚴重擠壓、內侵等事故。

四 . 地下水情況

無論卵礫石地層或岩石隧道，當遭遇大量或瞬間湧水時，均於短時間內造成大規模之崩坍，且無

法及時、有效地處理；惟卵礫石層之滲水為全面性，故採重力式排水之效果不佳，需以強制排水

為宜，但應防止細顆粒被抽出；而於岩石隧道中則需視其實際地質情況，研擬適當之處理對策因

應之。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、各類地層中隧道之破壞模式及其處理對策各類地層中隧道之破壞模式及其處理對策各類地層中隧道之破壞模式及其處理對策各類地層中隧道之破壞模式及其處理對策

綜合本文各節，試就岩石與卵礫石等地層中，隧道施工時可能之破壞模式及其處理對策彙整如表

2 及表 3 。

表表表表 2 2 2 2 岩石隧道破壞模式及常用之處理對策岩石隧道破壞模式及常用之處理對策岩石隧道破壞模式及常用之處理對策岩石隧道破壞模式及常用之處理對策 ( ( ( ( 輔助工法輔助工法輔助工法輔助工法 ) ) ) )

類別地層可能破壞模式處理對策 ( 輔助工法 )

頂拱崩坍先撐管幕、支撐鋼管、鋼矢版

開挖面不穩定

環狀開挖、導坑開挖、開挖面傾斜、封面噴凝土、

開挖面岩栓、臨時仰拱、地盤改良 ( 包括水泥灌

漿、化學灌漿 ) 軟弱

地盤

擠壓變形

地盤改良、擴座基腳、條形基腳、聯樑基腳、微

形樁、加厚噴凝土、補強岩栓 ( 包括加長或加

密 ) 、重型鋼肋、臨時仰拱 ( 視需要加打岩

栓 ) 、外加支撐 ( 包括門型架、預力地錨 )

頂拱崩坍同軟弱地盤

開挖面不穩定同軟弱地盤

擠壓變形同軟弱地盤

岩石隧

道

斷層

破碎帶

湧水現象排水鑽孔或排水導坑、深抽水井、止水灌漿 ( 包

括化學灌漿、瀝青灌漿 )

表表表表 3 3 3 3 卵礫石地層中隧道破壞模式及常用之處理對策卵礫石地層中隧道破壞模式及常用之處理對策卵礫石地層中隧道破壞模式及常用之處理對策卵礫石地層中隧道破壞模式及常用之處理對策 ( ( ( ( 輔助工法輔助工法輔助工法輔助工法 ) ) ) )

類別

地層

可能破壞模式

處理對策 ( 輔助工法 )

頂拱崩坍先撐鋼管

開挖面不穩定

環狀開挖（保留土心）、開挖面傾斜、封面噴凝

土、臨時仰拱、地盤改良 ( 包括水泥灌漿、化

學灌漿 )

卵礫石

層

滲 ( 湧 ) 水現象排水鑽孔、深抽水井、止水灌漿 ( 包括化學灌

漿、水泥灌漿 ) 、強制排水

頂拱崩坍先撐管幕、支撐鋼管、鋼矢版

開挖面坍滑

側壁崩坍

環狀開挖（保留土心）、開挖面傾斜、封面噴凝

土、臨時仰拱、地盤改良 ( 包括水泥灌漿、化

學灌漿 )

滲 ( 湧 ) 水現象同卵礫石層

卵礫石

層隧道

砂、泥

層

擠壓變形

地盤改良 ( 包括超微細水泥灌漿 ) 、擴座基

腳、條形基腳、聯樑基腳、微形樁、加厚噴凝土

( 包括鋼纖噴凝土 ) 、補強岩栓 ( 包括加長或

加密 ) 、重形鋼肋、臨時仰拱、外加支撐 ( 包

括門型架 )

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

隧道工程於規劃、設計階段，雖已實施地質調查工作，惟因受限於調查經費、工區地形、環境因

素、用地取得與計畫期程等，實難以全面的予以調查詳細，故於隧道施工過程中，常遭遇不可預

知的地質狀況、滲湧水情形等狀況，且對於施工中的異常狀況，若未加以注意或及時處理，均會

影響隧道的正常施工，甚至引起財務損失與人員傷亡的災害，故對於如何減少隧道施工中可能發

生災害，茲以過去案例與經驗建議如下 :

一 . 對於規設階段所提供的地質調查報告與相關資料等，需能事先深入瞭解，並對地質狀況可

能較為不良 ( 惡劣 ) 區段，能有事先警覺或預謀因應對策。

二 . 施工時應視實施地質狀況選擇適當的開挖方法與支撐構件、適時地完成支撐系統，儘量減

少閒置，意即所謂「即挖即襯」以避免地層劣化。

三 . 對於隧道計測作業與坑內觀查須確實執行，一發現任何異常現象，均需再確認、研析後適

時採取必要的處理措施，以發揮預警與先期補強的功能。

四 . 對於施工過程、計測與坑內觀查、地質記錄等資料，均應有詳細的記載 ( 錄 ) ，俾供回饋

分析的依據，期能提供隧道施工安全的建議。

五 . 新奧隧道工法 (NATM) 著重於正確的施工觀念、優良的施工技術、密切的團隊配合、正確

的計測作業、合乎規定的施工品質、有效率的管理制度、合乎法規的施工環境等等，故參與工程

的每一單位 ( 主辦機關、監造單位、承包商、協力廠商 ) 及人員，均需密切地配合與保持良好

的合作態度，才能順利地完成隧道工程。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


傳統之結構耐震設計係利用結構物本身之構材強度、勁度與韌性變形的能力來抵抗地震力，以消

散地震輸入結構之能量，確保結構物在強震下不至於立即倒塌。但從 921 集集地震後，發現許

多結構物雖未崩塌，卻造成非結構構件或附屬設施之破壞，因而喪失建築物原有之功能。

近年來工程專家學者為能同時降低層間變位與樓層加速度這兩種結構反應，逐漸發展出結構防震

新方法，包括結構主動控制 (Structural Active Control) 、結構被動控制 (Structural Passive

Control) 、結構混合控制 (Structural Hybrid Control) 、以及結構半主動控制 (Structural Semi-Active

Control) 等，並且已有不錯的成果及應用實例。

本文介紹目前國內、外應用調諧質量阻尼器之實例，及其相關之研究成果，期能提供讀者對於結

構設計、補強或修復工作之進行時，多一種新的解決方法。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


2004 年 12 月 31 日，世界第一高大樓─台北 101 金融大樓 ( 表 1) 正式開幕。高達 508 公

尺的台北 101 大樓，除擁有世界最快速的電梯外，從 92 樓懸掛下來，造價 400 萬美元、重

達 660 公噸、直徑 5.5 公尺的大圓球亦榮登金氏世界紀錄，成為建築史上最大的阻尼球！這外

露並開放供民眾參觀而聲名大噪之阻尼球系統，即作為大樓抗風裝置的調諧質量阻尼器。

調諧質量阻尼器依系統是否需額外施力，可分為主動與被動調諧質量阻尼器 (Active/Passive

Tuned Mass Dampers) ，簡稱 ATMD 或 PTMD ，通稱 TMD 。而 TMD 最初是被應用在機械振

動之控制，直到 1970 年代始被設計用以降低結構受風力作用時之振動；迄今 PTMD 對結構承

受機械和風力之反應抑振作用已被接受及肯定 [ 1～3] ，許多 PTMD 已成功的安裝於現存之高

樓建築及高塔中，如美國紐約之 Citicorp Center ，波士頓之 John Hancock 大樓、加拿大多倫多

之 CN Tower 及澳洲雪梨的 Sydney Tower 等。在日本更有數個觀測塔亦安裝了 PTMD 。由這

些實際結構觀測報告指出，風之加速度效應至少被消減了 40% ，足見 PTMD 抗風的效果。除

此之外， Rainer 和 Swallow[4] 、 Thornton et al.[5] 、 Setareh 和 Hanson[6] 分別應用 PTMD 來

降低因人為活動所產生的樓板振動，而 Kwon et al.[7] 、 Wang et al.[8] 則分別進一步研究 PTMD

對受列車載重作用高速鐵路橋樑之減振效用。

表表表表 1 1 1 1 台北台北台北台北 101 101 101 101 的各項數據的各項數據的各項數據的各項數據

總體高度屋頂高度最高樓層高度樓層數抗震設計

508m 448m 438m 101 2,500 年大地震

使用鋼材使用水泥建築時間工程建造費抗風設計

107,000 T 242,852 m3 6 年 640 億新台幣 60 m/s

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、調諧質量阻尼器介紹調諧質量阻尼器介紹調諧質量阻尼器介紹調諧質量阻尼器介紹

調諧質量阻尼器 (TMD) 由質塊、彈簧 ( 勁度 ) 與阻尼系統組成，藉由將其振動頻率調整至主

結構頻率附近，改變結構共振特性 ( 圖 1 ) ，以達到減振效用。圖 2 為一典型的結構有無裝設

PTMD( 與主結構質量比為 2%) 之位移轉換函數圖，由圖中可看出，結構共振峰於陰影區的頻率

範圍由於裝設 PTMD 而大為降低，顯現 PTMD 對結構共振反應的制振效用。然而，由於實際

進行 PTMD 設計時，需要準確計算主結構動態參數，特別是基本振動頻率，因此於實際應用時，

常由於設計時主結構自然頻率估算或識別不準確，或製造及施工時的誤差，造成 PTMD 最佳頻

率之設計值有所偏差，以致於未調諧於正確之頻率，而產生離頻效應 (detuning effect) ，加上單

一 PTMD 對最佳頻率比之偏移誤差相當敏感，因此在實際應用上是一明顯缺失。

近年來，許多學者為改善此一問題，相繼提出多元調諧質量阻尼器 (Multiple Tuned Mass Dampers,

簡稱 MTMD) 之裝置 [ 9～11] ； MTMD 基本上是由許多頻率分布於欲控制模態頻率附近之小

質量阻尼器所組成，相較於 PTMD ，兩者具有相同總質量，但 MTMD 之可控制頻寬較單一

PTMD 增大，因此，對離頻效應之敏感度大為降低。

圖圖圖圖 1 1 1 1 調諧質量阻尼器調諧質量阻尼器調諧質量阻尼器調諧質量阻尼器 (TMD) (TMD) (TMD) (TMD)

圖圖圖圖 2 2 2 2 結構有無裝設結構有無裝設結構有無裝設結構有無裝設 PTMD PTMD PTMD PTMD 之轉換函數示意圖之轉換函數示意圖之轉換函數示意圖之轉換函數示意圖

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、調諧質量阻尼器抗風設計介紹調諧質量阻尼器抗風設計介紹調諧質量阻尼器抗風設計介紹調諧質量阻尼器抗風設計介紹

由 Kareem[12] 之研究顯示高層建築受風力作用時，高階振態反應低於第一振態反應之 2% ，對

結構振動影響甚小，因此可將第一振態反應視為結構真實反應。

由於建築結構第一振態反應近似線性，最大振態值位於結構頂層，根據 Kareem[12] 與 Xu &

Kwok[13] 之研究，可依據第一振態反應參數特性設計 TMD ，並將其裝置於高層建築頂層，便

可有效降低結構動態反應。設計步驟可採用 Sadek,et al.[14] 之建議如下：

1. 設定 TMD 質量，使其在合理範圍內：

2.計算 TMD 與結構第一振態的最佳頻率比：

3.計算 TMD 最佳阻尼比：

其中與分別為結構第一振態質量及阻尼比。

4.計算 TMD 之最佳頻率：

5.計算 TMD 之勁度及阻尼：

;

以一高層建築為例[15] ，裝置調諧質量阻尼器於頂層，並改變不同之基礎土壤 (40 層 , 樓高

160m , 詳表 2~4) ，探討 TMD 抑制結構受擾動風力作用產生的順、橫風向動態反應之效用，結

果顯示：

一、當建築物坐落於較堅硬之土層時， TMD 具有較優異之減震效果。

二、TMD 抑制結構動態加速度之效用優於動態位移，所以裝置 TMD 增進使用者舒適性之效能

優於確保結構安全之效用。

表表表表 2 2 2 2 高層建築第一振態參數高層建築第一振態參數高層建築第一振態參數高層建築第一振態參數

表表表表 3 3 3 3 調諧質量阻尼器最佳設計參數調諧質量阻尼器最佳設計參數調諧質量阻尼器最佳設計參數調諧質量阻尼器最佳設計參數

表表表表 4 4 4 4 土壤參數土壤參數土壤參數土壤參數

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、調諧質量阻尼器之減震效用調諧質量阻尼器之減震效用調諧質量阻尼器之減震效用調諧質量阻尼器之減震效用

目前建築物裝設 TMD 以降低風力振動之效果已被肯定，然而一般考慮風力振動而裝設 TMD

時，大都將結構物模擬成線彈性狀態而設計，但發生強烈地震時，建築物承受強烈地震力作用後，

結構系統已進入非線性狀態，此時 TMD 對建築物之減振效果如何？

一、Sladek,Klingner[16] 以 EL Centro 1940 地震力作用在裝設 TMD 之 25 層建築物上。發現在

非彈性狀態， TMD 對降低結構最大位移及結構基底側向力之效果不大。

二、Soto-Brito, Ruiz [17] 研究發現一裝設 TMD 之 22 層建築物受中度地震時， TMD 對建築物

仍有減振效果，但變為強震時， TMD 之減振效能就會降低。

三、Lukkunaprasit, Wanitkorkul[18] 研究發現以 Mexico City 1985 和 Bangkok 1995 地震力作用在

裝設 TMD 之 5 層樓建築物上，建築物在非彈性狀態下 TMD 能有效減少臨界樓層累積遲滯能

量。

四、 Genda Chen,Jingning Wu.[19] 以四分之一等比例裝設 MTMD 之三層樓鋼構架做震動台實

驗，發現結構物在 white-noise 作用下， TMD/MTMD 系統皆能有效降低結構反應至 62 % ，若

震動頻率符合結構之主要頻率時，採用 MTMD 系統更能有效降低結構反應。

五、Pinkaew,Lukkunaprasit,Chatupote[20] 將一棟 20 層樓之鋼筋混凝土建築模擬成等值非彈性單一

自由度 (SDOF) 系統，並以 Mexico City 1985 地震力作用後發現：結構系統降伏後 TMD 無法降

低最大位移，但是 TMD 可減少結構損壞。

六、蘇崇豪 [24] 針對彈塑性扭轉耦合結構探討 TMD 的有效性，發現 TMD 之設計位置與結構

勁度中心異側時為最佳，且 TMD 的阻尼及主結構耦合程度增加時，對 TMD 之效能都有其助

益。

七、林裕程 [25] 討論結構在中度地震及大地震下 TMD 的減振效能，並以四種不同之 TMD 配

置做比較，發現對大部份周期的結構 TMD 可以降低其最大彈性位移，但在某些情況下卻有反

效果；四種 TMD 對於降低最大彈性位移而言，效能大致相同無明顯優劣之分。但是當結構有

偏心時， TMD 能有效的降低遲滯能。

八、高道淵 [26] 探討裝設被動調諧質量阻尼器之結構物在非線性狀態下受地震力作用之減振效

果，發現當結構物在地震力作用下其行為並不適合用線彈性或完全彈塑性模型來做分析。而多頻

式 TMD 可有效克服結構物降伏後，傳統式 TMD 所產生之離頻效應。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、應用於高科技廠房之樓版減振應用於高科技廠房之樓版減振應用於高科技廠房之樓版減振應用於高科技廠房之樓版減振

台灣電子產業蓬勃發展，相關廠房設施應運而生；目前在高科技廠房的設計常使用格子梁穿孔樓

版構造施建潔淨室，由於產品具高度化精密，其高靈敏度之特性使得無法接受一般廠房樓版之振

動，必須嚴格要求儀器和生產設備在作業環境之振動量。

目前高科技園區廠房結構與設備承受天然外力 ( 如強風、地震或地表微振 ) 或人造擾動 ( 如車

行、人行或機器運轉 ) 引致之振動分析與減振策略普受國內產業與學術界之重視，過大的振動

反應將影響高科技產品製造精度以及員工工作環境，因此，設計製造經濟又有效之減振裝置為迫

切之研究課題。目前，國內外相關研究偏向隔離或減弱振源或降低整體結構反應，這需要數量多

而且大尺寸之減振裝置。

目前本工程司於 94 年度成立「高科技廠房之樓版減振裝置設計與測試 (Ⅰ) 」研發計畫，與國

立中興大學土木工程學系合作，對高科技廠房樓版振動之評估、減振裝置之設計及實體裝置研發

進行系統化之研究，並期望研究成果可供實際應用於合適之廠房結構，而達到兼顧經濟與振動要

求之目標。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

陸陸陸陸、、、、結結結結論論論論

一、TMD 應用於增加使用建築物的舒適性，已有良好之成效，但若用來提高結構在地震作用下

的安全性則仍無十足把握；因此採用 TMD 做抗風設計時，必須考慮於強震下是否會對結構物

產生負面效果。

二、分析設計之結構模型需盡量反應真實結構物的行為，否則應採行較保守之設計。

三、在結構非線性狀態下是否產生離頻效應，多頻式 TMD 較優於傳統式 TMD ，尤其是當同

質量 PTMD 之制振頻率分愈多其制振效果愈好。

四、未來之結構設計，除了耐震設計採用之韌性設計外，隔震、消能之設計理念亦提供結構物經

濟及安全之另一項選擇。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

◎ ◎ ◎ ◎ 參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

1. McNamara, R. J. (1977). “Tuned Mass Dampers for Buildings”, Journal of the Structural Division, ASCE, Vol.

103, pp. 1785-1798.

2. Luft, R. W. (1979). “Optimal Tuned Mass Dampers for Buildings”, Journal of the Structural Division, ASCE,

Vol. 105, pp.2766-2772.

3. Wiesner, K. B. (1979). “Tuned Mass Dampers to Reduce Building Wind Motion”, ASCE, Convention and

Exposition, Boston , Mass. , April 2-6.

4. Rainer, J. H., and Swallow, J. C. (1986). “Dynamic Behavior of a Gymnasium Floor”, Canadian Journal of Civil

Engineering, Vol. 13, pp. 270-277.

5. Thornton, C. H., Cuoco, D. A., and Velivasakis, E. E. (1990). “Taming Structural Vibrations”, Civil

Engineering, Vol. 60, pp. 57-59.

6. Setareh, M., and Hanson, R. D. (1992). “Tuned Mass Dampers for Balcony Vibration Control”, Journal of

Structural Engineering, ASCE, Vol. 118, pp. 723-740.

7. Kwon, H. C., Kim, M. C. and Lee, I. W. (1998). “Vibration Control of Bridges under Moving Loads”, Computers

& Structures, Vol. 66, pp. 473-480.

8. Wang, J. F., Lin, C. C., and Chen, B. L. (2003). “Vibration uppression for High Speed Railway Bridges Using

Tuned Mass Dampers”, International Journal of Solids and Structures, Vol.40, pp. 465-491.

9. Igusa, T. and Xu, K., “Dynamic characteristics of multiple substructures with closely spaced frequencies, ”

Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol. 21, pp. 1059-1070, 1993.

10. Yamaguchi and Harnpornchai , N., “Fundamental characteristics of multiple tuned mass dmapers for suppressing

harmonically forced oscillations, ” Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol. 22, pp. 51-62, 1993.

11. Abe, M. and Fujino, Y., “Dynamic characteristics of multiple tuned mass dmapers and some design formulas,”

Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol. 23, pp. 813-835, 1994.

12. Kareem, A., “ Wind-Excited Response of Buildings in Higher Modes ” ,Journal of Structural Division, ASCE,

Vol.107,No.ST4,pp.701-706(1981)

13. Xu, Y.L. and Kwok, K.C.S., “ Semi-Analytical Method for Parametric Study of Tuned Mass Dampers ” , Journal

of Structural Division, ASCE, Vol.120,No.3,pp.747-764(1994)

14. Sadek, F.,Mohraz, B., Taylor , A.W. and Chung,R.M., “ A Method of Estimating the Parameters of Tuned Mass

Dampers for seismic Applications ” ,Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol.26,pp.617-635(1997)

15. 劉明怡 , 黃俊鴻 , 朱佳人 , 蔣偉寧 , “考慮土壤結構互制效應並裝設調諧質量阻尼器的高層建築受

風力作用之震動分析” , Structural Engineering , Vol.16,No.2,June 2001 pp.45-60

16. Sladek JR,Klingner RE.Effect of tuned-mass dampers on seismic,Journal of Structural Division.ASCE

1981;107(8):1465-1484.

17. RICARDO Soto-Brito AND SONIA E. RUIZ. INFLUENCE OF GROUND MOTION INTENSITY ON THE

EFFECTIVENESS OF TUNED MASS DAMPERS. EARTHQUAKE ENGINEERING AND STRUCTURAL

DYNAMICS 28, 1255-1271 (1999).

18. P. Lukkunaprasit and A. Wanitkorkul. Inelastic buildings with tuned mass dampers under moderate ground motions

from distant earthquakes. earthquake engineering and structural dynamics. 2001; 30:537-551.

19. Genda Chen,Jingning Wu. Experimental study on multiple tuned mass dampers to reduceseismic responses of a

three-storey building structure. earthquake engineering and structural dynamics 2003; 32:793–810.

20. T. Pinkaew ., P. Lukkunaprasit, P. Chatupote. Seismic effectiveness of tuned mass dampers for damage reduction of

structures. Engineering Structures 25 (2003) 39-46.

21. Den Hartog, J. P. (1956). Mechanical Vibrations, 4th edition, McGraw-Hill , New York .

22. Igusa, T. and Xu, K., “ Wide-band response characteristics of multiple subsystem with high modal density ,”

Proc . 2nd int. conf. stochastic struct. dyn. ,Florida , 1990.

23. Igusa, T. and Xu, K., “Vibration reduction characteristics of distributed tuned mass dampers,” Proc. 4th int. conf.

recent advances in struct. dyn., pp. 596-605, 1991.

24. 蘇崇豪“扭轉耦合結構在強震下調諧質量阻尼器之減振作用” , 碩士論文 , 國立中興大學土木工程

研究所 , 民國九十一年六月 .

25. 林裕程 , “各種調諧質量阻尼器之減振效用評估” , 碩士論文 , 國立中興大學土木工程研究所 , 民國

九十二年六月 .

26. 高道淵 , “受強震作用結構物之調諧質量阻尼器設計” , 碩士論文 , 國立中興大學土木工程研究

所 , 民國九十二年六月 .

27. 王哲夫 , 林其璋 , 陳博亮 , (1998), “ 高鐵橋梁裝設調諧質量阻尼器之減振分析 ”, 第四屆結構工

程研討會 , Vol. 2, pp. 1203-1210, 臺北 , 9 月 9-11 日 .

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


由於地下結構物之不確定因素較多，即使充份利用規設報告及鑽探資料，隧道開挖時仍無法避免

地質因素所引起之抽坍，而玉長隧道係東部地區目前唯一貫穿海岸山脈之隧道，相關之工程施工

經驗實值得加以研究及探討，因多次遭遇滲湧水，且洞口段附近之岩盤又有明顯之擠壓現象，而

所採用之 PCCR 分類法、 TSP 震波探測法及 3D 光學量測等，又實際處理於較以往不同之地

質狀況，值得加以比對及研究，以供後續東部地區相關案例之使用。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


台灣位於環太平洋地震帶上，又處於歐亞板塊與菲律賓板塊衝撞帶，使得地質特別複雜及大地構

造特別活躍。按以往之研究，台灣之地質架構可概分為西部濱海平原區、西部麓山帶地質區、中

央山脈地質區及海岸山脈地質區，而東部地區除有以變質岩為主之中央山脈地質區外，亦會遭遇

以火山集塊岩、沈積岩及混同岩為主之海岸山脈地質區，因海岸山脈地質區其地盤特性及地體構

造背景與台灣本島截然不同，施工時宜謹慎為之。

台灣山多平原少，可利用之土地資源十分有限，近五十年來由於西部發展已有一定成效，故已逐

步規劃及開發東部地區，雖然東部鐵路工程如觀音隧道 ( 10 , 307 公尺 ) ，亦有穿過海岸山脈與

樺樹山之間，且出現地質擠壓現象，惟遭遇湧水及擠壓現象之案例仍不多見，為免爾後逐步開發

東部地區時，亦有此情形再次發生，僅將玉長隧道開挖時遭遇湧水之情形及處理對策加以說明，

俾供爾後施工人員作業之參考。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、玉長隧道簡介玉長隧道簡介玉長隧道簡介玉長隧道簡介

東部地區目前有南北向台 9 線及台 11 線公路，而東西向亦有光豐、瑞港、東富等三條環山公

路橫貫海岸山脈，如圖一；但是瑞港公路及東富公路間，北起瑞穗南至富里兩地相距約 65 公

里，其中尚無橫貫公路可由花東縱谷通往東海岸地區，因此花蓮縣玉里鎮與台東縣長濱鄉兩地

民眾往來的交通相當不便，故於兩地之間再開闢一條橫貫海岸山脈之公路，以加速花東縱谷台 9

線與東海岸地區台 11 線之聯繫，俾促進兩地區社會經濟之發展及交流，並可帶動觀光資源之開

發。

圖 1

新建之玉長公路係位於花蓮縣玉里鎮與台東縣長濱鄉之海岸山脈間，該公路起自台 9 線

297K+850 玉里安通橋附近，沿現有道路經安通溫泉後，續沿現有產業道路蜿蜒而上，抵海拔 420

公尺處，向東以長 2,660 公尺之隧道貫穿海岸山脈之安通越山，到達嘰卡拉袋後，接至僅那

鹿角溪南岸現有產業道路東行至白桑安接台 11 線 96K ＋ 100 為止，全長 16.2 公里。

玉長隧道係為玉長公路最具挑戰之工程，全長 2,666 公尺 ( 含 201 公尺長之緊急避車道 ) ，

其中以明挖回填方式施工之明挖覆蓋段隧道東、西口計長 74 公尺，設計斷面為三心圓式，內

部為鋼筋混凝土襯砌，全線採雙車道設計，標準車道寬均為 3.5 公尺，淨空為 4.6 公尺，隧

道兩側分設 1.1 公尺之臨時維修步道；隧道標準斷面內淨空最寬約為 12.8 公尺，最高約為 6.9

公尺。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、玉長隧道遭遇之地質現況玉長隧道遭遇之地質現況玉長隧道遭遇之地質現況玉長隧道遭遇之地質現況

一一一一、、、、海岸山脈海岸山脈海岸山脈海岸山脈

東部的海岸山脈，長約一五 O 公里，最大寬度一五公里（新港 — 富里間），平均寬度約十

公里，北起花蓮市以南，南迄台東市以北，呈北北東到南南西的走向，南寬北狹，大致呈一細

長的楔形山脈。地層構造主要由安山岩質的熔岩流、集塊岩和凝灰岩所組成。全脈可分北、中、

南三段，北段自花蓮至大港口（或秀姑巒溪以北）一帶，山高皆不到 1,000 公尺，是全脈最低

的一段。秀姑巒溪以南至成功（新港）間為中段，地勢最為高峻。成功以南到台東的海岸山脈南

段，除都巒山達 1,190 公尺外，高度皆不出 1,000 公尺。海岸山脈不等量的上升運動自第四

紀初期即已開始，至今仍在持續中，其中以中段上升的速率最快。

就整體海岸山脈而言，主要分水嶺的方向約為北 20 度東，幾乎與花東縱谷的方向一致。海岸山

脈中明顯的獨立延伸山嶺共有七條，彼此間呈雁形狀排列，山嶺的稜線大致都呈北 30 度東的方

向，與整個海岸山脈的方向斜交。海岸山脈的河流水系可分為花東縱谷水系和海岸水系，縱谷中，

自北而南有花蓮溪、秀姑巒溪及卑南大溪，分別在花蓮、大港口及台東注入太平洋。

海岸山脈的地質是由新第三紀的火山岩、火山碎屑岩及碎屑狀沈積岩所成。大致可分為五個地

層，由下而上為奇美層、都巒山層、港口層、利吉層、卑南山礫岩層。奇美層為最下部且最老的

地層，出露在海岸山脈中段，和綠島、蘭嶼具有複雜的成岩史，最早噴發的時間可能是中新世初

期，其岩石為細粒安山岩、斑狀安山岩、集塊岩、凝灰岩和閃長岩等。都巒山層為一厚達 1,500

公尺的安山岩集塊岩層，其頂部中新世有孔蟲化石的石灰岩層，其中含有種類甚多且大小不一

的本地造成或外來岩塊，泥質岩層層次不清，且有標準的惡地地形，全部厚度達 1,000 公尺，

其堆積時期為上新世至更新世。

海岸山脈在台灣地體構造中，自成一個獨立單位，係由數列褶曲組成，而這些褶曲又被縱橫的斷

層截成許多地塊。所有的褶曲皆向北北東延長，露出而成為背斜之軸部者多屬都巒山層，主要之

斷層均為縱向的逆斷層。

二二二二、、、、花東縱谷花東縱谷花東縱谷花東縱谷

臺灣位於歐亞大陸板塊與菲律賓海板塊的接觸帶上，花東縱谷為其分界線，縱谷以西屬歐亞板

塊，以東屬菲律賓海板塊。花東縱谷位處中央山脈和海岸山脈間的長谷地，跨越花蓮、台東的綠

色走廊，北起木瓜溪南至卑南溪。由於菲律賓海板塊向西移動，遇歐亞板塊的的阻擋而下沉形成

隱沒帶。目前一般認為在臺灣東部，此二板塊的相互運動已由隱沒轉為碰撞並造成中央山脈和海

岸山脈隆起。

三三三三、、、、地表地質調查地表地質調查地表地質調查地表地質調查

隧道西洞口地形由緩急變陡，山坡陡峭部份為都巒山層，主要由火山角礫岩組成，山腳平緩處覆

蓋大規模崩積層，主要由火山角礫岩塊崩落組成，堆積厚度最後可達 20 公尺，其下基盤應為

八里灣層岩盤，但於沖蝕溝內皆堆滿崩積材料，未出露八里灣岩盤，故未能觀察八里灣岩層之岩

性，亦未能觀察花東山斷層擾動之痕跡。本區地形變化交線成北北東方向，應代表岩層之走向，

傾斜約 50 ～ 60 度向西北，於都巒山層僅觀察到一組高角度節理，為北西走向，約垂直岩層走

向。隧道東洞口地形較緩，山地部份為都巒山層，主要由火山角礫岩組成，洞口外即為八里灣層

分布，出露於洞口外溪谷兩岸，岩性主要為頁岩。

四四四四、、、、玉長隧道地質研判作業程序玉長隧道地質研判作業程序玉長隧道地質研判作業程序玉長隧道地質研判作業程序

玉長隧道係採用新奧工法（ NATM ），並參考行政院公共工程委員會所建議之岩體分類系統，

以 CSIR-RMR 法及 NGI-Q 為基礎並配合台灣地區地質之特性所構成，簡稱 PCCR 分類法。

PCCR 分類法將台灣地區地質材料劃分為 A 、 B 、 C 及 D 四種岩體類別。四種岩體之劃分

基準如下：

A A A A 岩類岩類岩類岩類：：：：

包括台灣地區所有變質岩類及亞變質岩類、火成岩類中除火山角礫岩的岩層、沉積岩類中具有高

強度者。大致可以岩心單壓強度高於 25Mpa 為劃分參考基準。

B B B B 岩類岩類岩類岩類：：：：

泛指西部麓山帶西緣丘陵區沉積岩中，強度較低之已固結岩層。大致可以岩心單壓強度高於 5 ～

25Mpa 為劃分參考基準。

C C C C 岩類岩類岩類岩類：：：：

包括中南部西部麓山帶晚上新統至更新統、東部海岸山脈帶膠結不佳之沉積岩或混同層，土層亦

包含在內。大致可以岩心單壓強度小於 5Mpa 為劃分參考基準。此外，亦涵蓋所有粗顆粒含量

少於 50 ％，力學行為受控於細粒料之複合材料地層。

D D D D 岩類岩類岩類岩類：：：：

泛指粗顆粒含量超過 50 ％，膠結程度不拘之複合地質材料；包含一般所謂之礫石層岩體、火山

角礫岩、火山集塊岩等等。弱面多寡以及含水量高低對於整個岩體強度所造成的影響程度大小，

係隨個案而異。

開挖前後地質師依現況地質狀況詳實記錄，並依岩體分類法加以研判評估，提出最適當之岩體等

級及支撐系統之調整建議（包括特殊地質災害處理），以供工地工程司作為選用支撐種類及數量

之參考依據。

以目前玉長隧道東、西口地質由灰色至灰綠色之安山岩質火山岩塊、夾火山角礫岩為主，依 PCCR

分類法評判地質分類為 A Ⅱ～ A Ⅵ，其岩類 RMR 值範圍為：

A Ⅰ （ RMR 值）：≧ 81 分

A Ⅱ （ RMR 值）： 80 ～ 61 分

A Ⅲ （ RMR 值）： 60 ～ 41 分

A Ⅳ （ RMR 值）： 40 ～ 21 分

A Ⅴ （ RMR 值）： 20 ～ 10 分

A Ⅵ （ RMR 值）：≦ 10 分

五五五五、、、、玉長隧道計測研判作業程序玉長隧道計測研判作業程序玉長隧道計測研判作業程序玉長隧道計測研判作業程序

為掌握隧道開挖週遭岩盤及支撐因開挖所引起之變位、應力變化提供施工預警，以確保週遭岩盤

之安定性，於隧道地表及隧道內埋（裝）設計測儀器施作試驗，觀察及紀錄開挖前後地層鬆動及

變位等，作為研判隧道穩定及選用或修正支撐系統之參考。

玉長隧道使用之主計測斷面 ( 間距約 100 ～ 200 公尺裝設一組 ) 及副計測斷面 ( 間距約

10 ～ 50 公尺裝設一組 ) 和一般隧道相同不再贅述。主要不同在於玉長隧道之沉陷、收斂計

測量測係引進較先進之 3D 收斂計測儀及菱鏡覘標，替代傳統之收斂量測尺， 3D 量測乃由沉

陷釘及收斂釘頭安裝菱鏡覘標藉由經緯儀直接量測菱鏡方式得到相關座標，並加以換算得到各測

點之相關變位及收斂情形。此種計測量測方式最大的好處在節省量測之時間及解決傳統收斂量測

人員和施工進出配合之困難。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、遭遇湧水之處理對策遭遇湧水之處理對策遭遇湧水之處理對策遭遇湧水之處理對策

一般於地質變化區段、斷層破碎帶、膠結疏鬆之砂岩或頁岩互層等岩盤及穿透不透水層較易發生

湧水現象，而當隧道施工遭遇湧水時，由於噴凝土等支撐作業較難施作，應預先處理水之問題，

其解決對策可分為湧水之排除 ( 排水工法 ) 與阻止 ( 灌漿工法 ) 兩大類。排水工法包括利用

排水鑽孔或排水導坑等重力式排水工法，與利用開鑿水井強制抽水排除之深井或點井工法，而灌

漿工法則包括滲透灌漿、壓密灌漿、擠入灌漿與噴射灌漿，而阻水策略亦有冷凍工法及壓氣工法，

因較少使用在此不做介紹。

一一一一、、、、排水工法排水工法排水工法排水工法

1. 排水導坑

(1) 處理對策

排水導坑之目的在於隧道主坑開挖面到達前事先處理地下水，並可作為地質調查之用。

(2) 案例說明

雪山隧道穿越雪山山脈，平均覆蓋層厚度約為 350 公尺，最高達 720 公尺。為掌握全程 12.9

公里的隧道地質狀況還特別規劃了一條與主隧道平行但直徑較小之前進導坑（直徑約 4.8 公

尺）相對位置於兩主隧道之中間偏下方，利用導坑之開挖來了解全線地質狀況，且對惡劣或特

殊區域預先施作必要之地盤改良，並作為地下水預先排除的管道。

2.排水孔

(1) 處理對策

排水孔係由隧道內施鑽，利用鑽孔設置排水管以排除開挖面前方之湧水。

(2) 案例說明

北迴鐵路新永春隧道施工於 87 年 10 月 24 日在南口工作面 N8+058 處突然遇大量湧水（最

高達到 80m3 /min）與二度抽心坍塌流出大量土石共約 22 , 000M3 ，為引導大量湧水情形施作

大口徑排水管洩水降壓以排除開挖面前方之湧水。於 90 年 5 月間施作共打設 28 孔，計洩降

65m3 /min 水量，施作期間水壓由 20kg/cm2 洩降至 8kg/cm2 ，顯示大口徑排水降壓施工有初步

成效，如圖 2 所示。

圖圖圖圖 2 2 2 2 大口徑排水管洩水降大口徑排水管洩水降大口徑排水管洩水降大口徑排水管洩水降壓現況壓現況壓現況壓現況

3.深井

(1) 處理對策：

如隧道之覆蓋較淺，可在開挖面上方之地表上，先行鑽掘深井，將泵浦置於井底抽水排出地表。

(2) 案例說明：

蘭潭隧道地表抽水井原計畫共需鑽鑿 22 口深水井，由於協調井址地主租地問題不易等問題，抽

水井自 86 年 9 月開始鑽鑿，實際抽水井共完成 18 口。 W8 及 W16 井抽取之 SS3 砂層其 k

值較大且水量充沛，平均每天之出水量達 80 立方公尺。原設計時有 6 座水井以洩降 SS3 砂

層之地下水，可惜因用地問題，其他 4 座水井無法施作，直到先進導坑開挖到達 SS3 砂層前一

個月其地下水位仍未能順利洩降，後依據探查孔、鑽井及開挖面地質料重新推算各地層位置圖，

並於先進導坑內鑽設長距離 NX 水平排水孔深入 SS3 砂層，才順利將地下水位洩降。 NX 水

平排水孔可預先鑽設深入含水層中以排洩該地層中積存之受壓水體，隧道襯砌完成後仍可繼續長

期洩降地下水位，擔負降低隧道外圍水壓之功能。

4.點井

(1) 處理對策：

一般點井之施作由於僅可降低地下水位約 6 公尺以內，故以設置於隧道內為宜，點井之佈置一

般相距數公尺，其地質適用之範圍較深井工法為廣。點井降水系統係將直徑約為 5~ 7cm 集水點

之點井裝配在抽水管內，以約 1~ 2m 之間隔設置在地層內，構成一井群而集水。

(2) 案例說明：

東西向八卦山隧道工程曾計畫於隧道台階每隔 80 ～ 100m 設置集水坑一處，集水坑直徑

1m ，深度約 3m ，地下水以抽水泵排至坑外，如圖三所示。集水坑係較經濟之排水設備，其

設置及拆除均易，不妨礙施工之進行，又可輔助前進排水鑽孔之降水作用，對於降低地下水壓、

防止路面泥濘頗有助益。實際施作時雖有調整其集水坑之間距及深度，惟對卵礫石地盤而言確有

其功效，亦有輔以真空泵浦，雖可增加降水之速度，惟需考量經費及配合相關輔助措施 ( 含灌

漿及防砂流失之導排水 ) ，以免費用增加及卵礫石所夾砂層流失造成問題。

圖圖圖圖 3 3 3 3 集水坑設置示意圖集水坑設置示意圖集水坑設置示意圖集水坑設置示意圖

二二二二、、、、灌漿工法灌漿工法灌漿工法灌漿工法

1. 滲透灌漿

(1) 工法說明

在軟弱不明顯地層中欲改變其內部結構及體積的情況下，以灌漿方式滲透填充地層間空隙，此種

灌漿技術需視地層之滲透性而選擇不同之灌漿材料。通常滲透係數 K 值大於 10 -2 cm /sec 的地

層採用水泥漿施灌， K 值介於 10 -2 和 10 -4 cm /sec 時則採用水泥與矽酸鈉溶液混合漿（簡稱

LW 漿）；至於 K 值低於 10 -5 cm /sec 時則使用更昂貴的樹脂漿； K 值低於 10 -6 cm /sec 的

地層通常不適用採用滲透灌漿。

(2) 案例說明

東西向八卦山隧道曾依不同之地盤現況，採固結灌漿及化學灌漿等方式施作，由於卵礫石層、砂

泥層等地盤（礫石層及砂層之透水係數約 10 -2 ～ 10 -4 cm /sec ，泥層之透水性則甚低）皆出

現於該隧道，於施作時除應考量施灌之壓力、化學材料 A 劑及 B 劑之配比先行試驗外，應事

先佈置其位置及範圍，以達實際施灌、止水及強化地盤之功效。

2. 熱瀝青灌漿工法

(1) 工法說明

凝固後的熱瀝青是一種粘塑性的材料，可以有效的達成止水及防水的目的，惟選擇適當的瀝青仍

具有爭議性，因為節理裂縫中的瀝青，在室溫下仍具有潛流性，導致滲流空隙再發生，而形成殘

餘滲流。當熱瀝青與溫度較低的地下水接觸時，瀝青的粘滯度增加，這時的流動就像岩漿的流動

一般，瀝青和地下水的接觸面形成凝結的硬殼，由於瀝青的熱傳係數偏低，導致硬殼內側的瀝青

仍然保持在高溫低粘滯性的流動狀態，當灌漿壓力增大，熱瀝青可以穿破硬殼再度滲透進入地盤

的裂隙及孔隙，如此重複進行。

(2) 案例說明

新永春隧道分南北兩隧道口，其水文地質環境相當複雜，湧水區段為破碎大理岩層，為順利穿越

湧水大理岩層，採熱瀝青灌漿工法，就大理石高透水性之開放性節理先予阻水灌漿，再配合其他

固結灌漿方法及施工開挖。由於新永春隧道覆土層很厚，工作面又很小，加以地下水水壓及湧水

量都很大，所以，國內傳統的灌漿工法及灌漿材料無法有效發揮阻水功能；而熱瀝青在高溫時低

黏滯度所具有的穿透性，以及熱瀝青溫度降低的高稠度在岩隙中所展現的凝固和阻水性，恰好可

以在大量湧水隧道的工地發揮。

3. PUIF 樹脂灌漿

(1) 工法說明

係利用樹脂系灌漿材透過 PUIF 灌漿鋼管進行灌注，當灌注後樹脂系材料可迅速膨脹將破碎地

質固結，可防止破碎之鬆動地質造成落盤或擠壓變形，以利施工之進行。此種工法除了可改良斷

層或剪裂破碎帶層面之固結效用外對滲水之斷面亦可發揮止水之效用。

(2) 案例說明

新武界隧道全長 3,100 公尺，為新建之日月潭引水隧道。施工中因穿越破碎及高地下水位地

層，故隧道內湧水量最高時達到 14 噸 / 分鐘。止水灌漿於不同階段分別採用 LW 漿材及聚亞

胺樹脂漿材。樹脂系漿材並因不同區段出水量不同，而採用不同特性之材料及施灌工法以達較佳

之止水固結效果，如圖 4 所示。

圖圖圖圖 4 4 4 4 新武界隧道樹脂灌漿作業現況新武界隧道樹脂灌漿作業現況新武界隧道樹脂灌漿作業現況新武界隧道樹脂灌漿作業現況

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、玉長隧道遭遇之湧水區段玉長隧道遭遇之湧水區段玉長隧道遭遇之湧水區段玉長隧道遭遇之湧水區段

一、玉長隧道西口 7k+271 發生 500 公升 /min 之湧水

1. 地質現況

依設計隧道段地質剖面顯示，開挖里程約至 7k+175 ～ 7k+225 將為花東山斷層經過處，由於正

位處都巒山層，主要地層以安山質火山岩所構成，隧道入口地形為由平緩急劇變陡峭，陡峭山坡

部份為都巒山層，主要由火山角礫岩組成，山腳平緩處覆蓋大規模崩基層，主要由火山角礫岩塊

崩落組成，堆積厚度最後可達 20 公尺。

在進入斷層後之地質屬 A Ⅴ 類岩體，按設計以第Ⅴ類型支撐施作。岩體為極破碎頁岩夾剪裂

泥，頁岩葉理發達，呈薄葉狀破裂，強度低，膠結性不佳，岩層以手即可捏碎且不連續面間擦痕

明顯，開挖面呈微潮狀。施工上雖採鑽炸開挖方式，但輪進則以 0.8 公尺之保守推進，故雖遇

花東山斷層帶，惟實際施工除開挖隧道洞口附近有擠壓現象外，餘並未遭遇特殊湧水及隧道擠壓

之情形。

施作里程 7k+238 處開挖面出現偶夾較破碎之岩塊，研判該破碎岩塊乃為開挖面即將脫離斷層帶

之初岩層受到大地應力擠壓後之地質現象。為證實斷層帶之遠離，工地採施作水平探查孔以探查

開挖面前之地質狀況。 7k+238 開始施鑽後並無明顯滲流水，但施鑽至 7k+271.5 突出現每分鐘

約 500 公升湧水，研判可能為自 7k+253 起脫離花東山斷層帶後，地下水經由破碎岩剪裂帶滲

流造成湧水，如圖 5 所示。

圖圖圖圖 5 5 5 5 地下水經由破碎岩剪裂帶滲流造成湧水地下水經由破碎岩剪裂帶滲流造成湧水地下水經由破碎岩剪裂帶滲流造成湧水地下水經由破碎岩剪裂帶滲流造成湧水

2. 計測現況

為監測斷層帶於開挖施工中所帶來之沉陷與淨空變形量，於里程 7K+211.7 之位置裝設一組計測

斷面，其間觀測顯示頂拱沉陷值僅達 23m m ，收斂變化值為 1 ～ 14m m 之間，依研判計測變

化量仍處安全值範圍，惟岩栓軸力計測值 9.7 噸達管理值，分析研判計測斷面位於花東山斷層

帶中，可能因此造成局部岩栓軸力較高，惟仍遠低於岩栓設計破壞載重之 16 噸。

3.TSP 現況

由於施測位置位於斷層帶附近，對於開挖面岩體強度特性的變化，幾乎與開挖面的特性類似；依

TSP 震測所獲得的 P 波平均波速為 2,685m /s ， S 波平均波速則為 1,049m /s ，柏淞比

0.409 ；綜合預測圖分析在隧道內約位於里程 7k+241 ～ 7k+257 之間，由於連續性不強的零星

負極性反射訊號逐漸減少，表示岩體強度有逐漸轉強之趨勢。 7k+257 ～ 7k+276 之間則因量測

訊號為正極性反射訊號且未有再出現岩體轉變之訊號。之後則因量測距離加大降低量測準確性，

且 TSP 震測對滲水偵測之靈敏度不佳。因此造成滲流水由剪裂帶噴出情形未能偵測其正確位

置，但經由研判地質結果與水平鑽探成果與 TSP 震測相互比對，本調查成果仍有盲點與差距，

如圖 6 所示。

圖圖圖圖 6 6 6 6 西口西口西口西口 TSP TSP TSP TSP 成果與地質展開比對成果與地質展開比對成果與地質展開比對成果與地質展開比對

二、玉長隧道西口 7k+666 發生 3200 公升 /min 湧水

1. 地質現況

依開挖面地質以火山角礫岩為主，岩體新鮮至輕度風化，局部區域強度及膠結性差，結理組並不

發達且連續性低，其餘大多為不規則破碎面，工作面滴水估計水量每分鐘小於 10 公升，屬 A

Ⅲ 類岩體，按設計以第Ⅲ類型支撐施作。 94 年 6 月 5 日凌晨 3 點 30 分施工進行開挖作

業時位於里程 7k+666 處頂拱開始掉落岩塊並出現流水，初期水量為 25 公升 /min ，但隨即迅

速升高導致開挖面岩塊大量坍落，並壓毀已完成之桁架支保形成一抽坍空洞，其深度約 6 -7 公

尺，寬約 7 公尺，高度則為 5 公尺左右，抽坍後湧水量經現場量測約為每分鐘 4 公噸，如圖

7、圖 8 所示。

圖圖圖圖 7 7 7 7 湧水抽坍區示意圖湧水抽坍區示意圖湧水抽坍區示意圖湧水抽坍區示意圖

圖圖圖圖 8 8 8 8 湧水滲流情形湧水滲流情形湧水滲流情形湧水滲流情形

2. 計測現況：隧道西口 7K+666 湧水滲流情形

以最近之計測斷面資料顯示，頂拱沉陷值僅達 23m m ，收斂變化值為 1 ～ 14m m 之間，由計

測變化量值研判，雖各量測值無顯著之變化且開挖中頂拱原有一受壓水層並未處安全值範圍。

3.TSP 現況

依 TSP 震測所獲得的 P 波平均波速為 3,452m /s ， S 波平均波速則為 1,816m /s ，柏淞比

0.308 ；綜合預測圖分析在隧道右側發現零星的反射訊號，約位於里程 7k+613 ～ 7k+669 之間，

從能量累積的狀態來觀察，岩盤的破裂程度均不足以大到形成大型破裂面的狀態，但是岩盤裂隙

比率可能相對提高；因此推估此區段的岩體強度應當會略微轉弱，開挖至此須考慮岩盤強度等級

略為轉弱的型態，及早因應可能變化的隧道支撐等級。由研判之 TSP 量測結論與本湧水區段

7k+666 之位置吻合，確實已發揮初步之預測功能，如圖 9、圖 10 所示。

圖圖圖圖 9 TSP 9 TSP 9 TSP 9 TSP 綜合預測圖綜合預測圖綜合預測圖綜合預測圖

圖圖圖圖 10 10 10 10 西口第四次西口第四次西口第四次西口第四次 TSP TSP TSP TSP 成果與地質展開比對成果與地質展開比對成果與地質展開比對成果與地質展開比對

陸陸陸陸、、、、玉長隧道遭遇湧水區段之處理對策玉長隧道遭遇湧水區段之處理對策玉長隧道遭遇湧水區段之處理對策玉長隧道遭遇湧水區段之處理對策

遭遇湧水區段時除依序了解湧水之來源、隧道現地周遭環境，接續再了解湧水抽坍原因及處理對

策，且亦應將前次抽坍之相關經驗及設計單位之規劃設計報告、地質鑽探等資料納入考量，茲分

別說明如后：

一、隧道湧水首先需面臨的問題是水之來源，而一般處理時皆會查閱原設計單位之規劃設計報告

及地質鑽探等資料，通常直接可獲得答案之機會亦很少，玉長隧道遭遇湧水區段之情形亦是如

此，只好依其湧水之位置、湧水之範圍及大小、地質之現況、地表水及附近環境之變動情形加以

了解，經西口當地居民反映原瀑布之流水於 921 地震後即已消失，只有大雨時才可見到瀑布，

顯見該儲存水已四處導排於岩體之夾縫中，而東口隧道開挖之湧水雖未造成災害，卻間接造成地

表上方附近山溝流水消失之情形。

二、經會同當地居民於玉長隧道西口地表上方進行踏勘，惟並未發現任何水坑及地表逕流水有異

常情形，只有當大雨過後滲湧水有明顯增加之狀況 ( 由 2,200 公升 /min 增加為 3,200 公升

/min ) ，初步研判該滲湧水係積存於岩縫中，由於火山角礫岩多裂隙及膠結較差之特性，加以滲

湧水發生前其岩體之節理有增多之情形，且其岩層又位於歐亞大陸板塊與菲律賓海板塊的接觸帶

上，且花東縱谷亦為其分界線，縱谷以西屬歐亞板塊，以東則屬於菲律賓海板塊，當隧道開挖岩

體解壓後，原滲湧水匯聚於膠結較差之岩盤處因擾動而流動，岩盤間之夾泥亦經流水沖刷而消

失，膠結破碎之岩盤相對產生滑動現象，只要開挖擾動之應力超過其支撐穩定之自持時間，即有

可能產生抽坍之情形。

三、第一次湧水區段其處理對策如下：玉長隧道係由聯合大地工程顧問有限公司設計，當初即

已預測可能遭遇斷層破碎帶，及火山角礫岩和火山熔岩之岩層界線處，由於目前已通過預測之花

東山斷層，其滲湧水及岩體破碎之情形並不嚴重，加以和預測之岩層之界線仍有相當之差距，且

當發生第一次滲湧水時，除於 7k+179.8 及 7k+238 施作不取心水平探查孔外，又於 7k+247.6 及

7k+251.6 隧道兩側較低處施作 6 支深度 30m 長之 NX 排水孔，且為避免影響隧道開挖安全，

分別於 7k+249.2( 計 3m 長 33 支使用 1062kg ) 、 7k+251.6( 計 3m 長 33 支使用 1061kg ) 、

7k+254.0( 計 3m 長 33 支使用 973kg ) 及 7k+257.9( 計 3m 長 33 支使用 935kg ) 隧道頂拱處

施作 PUIF 灌漿，後續經謹慎開挖即已順利通過該區段。

四、第二次湧水區段其處理對策如下：

1.由開挖面 7k+666 之地質現況顯示，靠左側膠結較差之岩體仍有抽坍之虞，為免施工人員處理

時發生意外，應俟抽坍穩定後再處理空洞回填部份，而可施作之首要工作為鞏固已完成支撐部份。

2.已完成主隧道輪進作業而尚未施作岩栓處應立即跟近鑽設系統岩栓。經收方測量結果顯示，仍

有足夠之淨空，故應於 WT-492~495 輪計 4 輪加噴 10cm 厚一層鋼絲網噴凝土，俾增加原有支

撐之強度以防抽坍擴大。

3.由現況推估地下水可能來自隧道右側，因此先行於隧道右側側壁施打 NX 排水孔以導排地下

水並降低水壓，排水孔長度約 20~ 30 公尺，而接續應於隧道左側側壁施打 NX 排水孔，其實

際施作長度及孔數則可視現場施作狀況而加以調整。

4.俟抽坍穩定後以 5cm 噴凝土封面保護裸露之空洞及周邊開挖裸露處，由於局部較高抽坍之空

洞過高 5cm 噴凝土封面無法施工，且待準備處理抽坍之空洞時，又有 3 個較大之岩塊滑落，

並壓毀第 494 輪及第 495 輪兩對支保，故後續作業仍應俟抽坍穩定後再施工。

5.由於持續抽坍並未穩定 ( 湧水量稍有減少 ) ，經再次會勘決議架設門型支撐架 (H200 型鋼 )

於空洞區下方，且於門型支撐架上方打設前進支撐 (H150 型鋼 ) ，並逐輪施噴鋼線網噴凝土以

形成頂拱保護層，以維施工人員於抽坍之空洞區下方作業之安全。

6.當完成抽坍空洞區之拱型保護後，可逐輪架設環型支撐 (H200 型鋼 ) ，並於空洞處預留背填

灌漿管供後續背填噴凝土使用，且後續回填時應分層、逐層施作以避免對保護殼產生過大載重。

7. 施作 PUIF 灌漿及固結灌漿，俾串連抽坍空洞區附近之岩磐並形成拱效應。

8.後續輪進應採縮小輪距 (0.5m~1.0m) 及環狀開挖之方式施作，以維隧道開挖安全。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

柒柒柒柒、、、、結語結語結語結語

造成隧道施工災變之地質障礙包括斷層帶、破碎帶、煤層、岩層順向滑動及湧水等因素，其中所

發生之湧水災變是隧道工程各種災變中最具破壞性之災變之一。

回顧國內東部之隧道工程，從早期北迴鐵路之永春隧道、南迴鐵路之中央隧道及大鳥隧道、木瓜

溪水力發電工程龍澗尾水隧道到近期之北宜高速公路雪山隧道與東部鐵路改善計畫之新永春隧

道，均發生災變程度不一之湧水事件，其嚴重阻礙工程進度及影響施工人員士氣之情形亦一再發

生。而國外有關隧道湧水之災變案例亦層出不窮，如日本安房隧道及青函隧道、瑞士 Gotthard Base

隧道之 Piora 隧道亦皆遭遇鉅量湧水事件，同樣延誤工期及增加工程費用。

玉長隧道目前尚在施工中，遭遇之湧水雖已超過業主所定施工補充條款「隧道工作面滲出之流水

量 35 公升 /s( 即 2100 公升 /min) ，連續 24 小時，導致工作無法正常進行者」之規定，惟和

近來東部雪山隧道與新永春隧道所發生之湧水量仍有相當差距，由於目前該隧道係國內唯一貫穿

海岸山脈之隧道，相關之工程施工經驗仍值得加以研究及探討。

另以玉長隧道東口為例，雖然湧水並未造成災害，惟經隧道開挖輪進數次遭遇滲湧水後 ( 目前

仍有長期性之持續湧水 ) ，隧道上方山溝原有之流水已消失無蹤，目前除由隧道接水供白桑安

居民使用外，後續農田灌溉用水仍將俟隧道完成後逐一協調解決。隧道開挖雖非造成流水消失之

直接因素，可是造成附近環境之改變卻是不容忽視，故相關之工程經驗實值得留存作為爾後東部

地區後續規劃、設計及施工之參考。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


台階開挖工法近年來已成為台灣公路隧道常用之開挖工法之一，並且已累積相當工程經驗。同時

配合新奧工法控制變形理念的導入，如何決定合理的台階保留長度；使隧道開挖變形量能在控制

範圍內，避免入侵，便成為施工決策者經常考慮之要素之一。在設計觀念上，縮短台階長度儘速

閉合，有益於控制隧道穩定。但在國內外隧道技術規範裡，除了給予最終變位量與變位速率有判

斷準則外，對台階長度的控制仍缺乏明確具體的依據。本文藉由隧道現場開挖變形量測資料，分

析探討台階保留長度對軟岩隧道開挖變形之影響。同時探討短台階施工法是否對軟岩隧道開挖變

形量有抑制之效果。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


由於交通與觀光的需求，在台灣公路隧道的興建與日俱增，但由於隧道工程具有的特殊性，到目

前為止，還有很多的地盤行為，不能確實地掌握，因而沒有一套明確的分析設計方法。反觀，一

般建築或土木結構都有設計規範可遵循，且結構設計，其所用之公式並不會因地而異。然而隧道

工程，卻常因不同的地盤條件、不同的設計觀點與不同的施工方法，而很難給予統一的規定。再

者，台灣地質條件複雜，更增添了地質參數的不確定性。其實，即使能夠全盤了解地質的靜態特

性，施工時所反映的動態行為，也很難藉由靜態力學模式加以描述。因此目前隧道工程的初期支

撐設計，往往僅能靠經驗法 ( 岩體分類 ) 作概略設計。若想要得到最適設計與開挖方式，必須

等到實際施工時，靠計測回饋不斷揣摩與修正方能達到施工最佳化之需求。

因此如何於施工中建立一套快速的施工控制變形法，藉由系統工程的觀念 ( 黑箱→灰箱→白

箱 ) ，逐步順應地盤動態行為，尋求地盤的穩定，便顯得格外迫切。本研究以八卦山隧道台

階開挖工法為例，探討如何經由現場觀測資料來修正台階長度，保持隧道開挖變形最適化，以達

隧道整體之穩定。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、台階開挖工法出現之擠壓問題台階開挖工法出現之擠壓問題台階開挖工法出現之擠壓問題台階開挖工法出現之擠壓問題

最近台灣公路隧道由於斷面形式、作業空間與施工條件等考量，習慣使用台階開挖工法 ( 圖

1) ，分成上半與下半斷面施工。而根據台階保留長度再細分為長台階、中台階、短台階及微台

階等開挖方式。利用上、下半斷面分階開挖，較能保持開挖面的自立性。尤其是上半開挖支撐

穩定後，

下半開挖作業一般較為安全，不會有太大開挖抽坍問題。但缺點是台階開挖時會對頂拱地盤與已

完成之上半支撐造成二次擾動，應力須二度重新再調整。若控制不當，容易造成上半已完成的初

期支撐不同程度的損傷。根據現場經驗，對具擠壓性的軟岩地盤，如砂泥地盤，在下半斷面降挖

期間，很容易出現上半頂拱噴凝土縱向龜裂與支保變形現象 ( 如圖 2 所示 ) 。面對此問題，

目前也只能採取事後灌漿等補救措施。到底是支撐設計調節不當，或者是施工開挖擾動太大，尚

未見到較為深入的探討。

以往遭遇較差地盤時，為縮短仰拱閉合時間，大多要求儘可能縮短台階長度，以便儘早完成環狀

閉合支撐動作。台灣過去對長距離，覆蓋 200 公尺以上的擠壓性軟岩隧道施工經驗較缺乏，因

此當遭遇開挖面不穩定現象或上半變形不收斂時，會出現不同的台階長度保留觀念。施工者習慣

認為當遇到上半開挖面不穩定現象，如流砂或變形不收斂時，應該強化上半支撐，俟上半變位穩

定後，才進行下半斷面開挖，運用長台階開挖工法比較安全。但新奧工法施工理念認為，當上半

斷面遇到軟弱地盤或支撐後變形無法收斂時，應該立刻進行台階與仰拱開挖，使用短台階開挖工

法，運用閉合支撐原理以使變形能在控制值內，阻止崩坍發生。面對此兩種不同的施工理念，目

前似乎少見相關探討。而台灣目前對台階保留長度的調整，大抵沿襲初步設計時規定之長度，少

見一套供現場回饋調整的方法。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、台階開挖工法之變形行為台階開挖工法之變形行為台階開挖工法之變形行為台階開挖工法之變形行為

台階開挖工法施作時之隧道正常歷時變位，如圖 3 ，為了比較不同台階的變形行為，今將現場

所量的之計測資料區分為六個不同時段，配合現場經驗定義如下 :

圖圖圖圖 3 3 3 3 台階開挖工法隧道模擬歷時變位圖台階開挖工法隧道模擬歷時變位圖台階開挖工法隧道模擬歷時變位圖台階開挖工法隧道模擬歷時變位圖 (10M (10M (10M (10M 寬寬寬寬 ) ) ) )

上半開挖前進所造成之影響範圍定義為第一次擾動區，下半開挖前進所造成之影響範圍定義為第

二次擾動區。每次擾動影響距離，會隨地質與施工條件而異，若為砂泥地盤且以第四類支撐施作

時，影響距離大致如圖 3 所示。另外所產生之變位量，可依據開挖面到達前後，分為先行變位

量與支撐變位量。先行變位量定義為開挖面未到達時地盤產生的變位量 ( 如圖 3 中 L1(A)

L1(D)) ，由數值分析結果大約佔全部變位量之 1/3 。支撐變位量定義為開挖面到達並上支撐後，

地盤與支撐互制產生之變位量 ( 如圖 3 中 L1(B)L1(E)) 。在有些硬岩隧道開挖後由於不會馬上

架支撐，因此這段期間尚有所謂初期變位量，由於八卦山隧道一般均有使用先撐保護工，因此

在此忽略不考量。除了以上因掘進效應所產生的變位量外，八卦山軟岩隧道由於受到流變特性

影響，也會產生隨時間而改變之依時變位量，如圖 3 中 L1(C) 與 L1(F) 區段。而這些變位量中

除了上半變位量 L1(A) 外，其他均可藉現場計測觀測得到。以八卦山 ( 砂泥層 ) 快速公路隧

道為例，其斷面寬約 10 公尺，埋深 200~300 公尺，採新奧工法，並施以第四類支撐系統。在

設置臨時仰拱情況下，開挖支撐後，計測得到的沉陷變位 L1(B) 大約 3 公分， L1(C) 控制在 0~1

公分， L1(D) 約 6 公分左右， L1(E) 約 2 公分， L1(F) 亦控制在 0~1 公分，量測總變位大

致介於 10~15 公分，至於 H1 水平收斂變位大致為 L1 之 1.3~1.5 倍。而最大變位區間顯示在

L1(D) 段。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、改變台階保留長度之觀測變形行為改變台階保留長度之觀測變形行為改變台階保留長度之觀測變形行為改變台階保留長度之觀測變形行為

為了探討台階保留長度與變形之關係，今根據現場觀察與計測資料，整理出下列四種不同台階開

挖工法之變形概念圖。並對其行為與特性簡述如下 :

(註 : 台階長度為上半開挖面與下半開挖面距離)

一一一一、、、、長台階開挖工法長台階開挖工法長台階開挖工法長台階開挖工法 : : : :

台階長度 : 需大於 75 公尺。 ( 圖 4)

干擾特性 : 上下斷面開挖前進效應互不干擾。

變形曲線 : 有明顯 2 個反曲點。上半開挖面遠離計測斷面 25 公尺後，變位大抵已收斂。在較

差地盤且有設置臨時仰拱情況下，台階開挖所形成的反曲點，曲率一般較大。因此台階開挖階段，

所觀測之單日變位量會較大。

圖圖圖圖 4 4 4 4 長台階開挖工法歷時變位圖長台階開挖工法歷時變位圖長台階開挖工法歷時變位圖長台階開挖工法歷時變位圖

二二二二、、、、中台階開挖工法中台階開挖工法中台階開挖工法中台階開挖工法 : : : :

台階長度 : 介於 75~50 公尺。 ( 圖 5)

干擾特性 : 下半先行變位量干擾到上半支撐變位量。

變形曲線 : 仍有明顯 2 個反曲點。上半開挖面遠離計測斷面 25 公尺後，變位不會有收斂現

象。直到台階開挖，產生第二個反曲點 ( 曲率變小 ) 後，變位才會趨緩。中間 L1(C) 變位區間

已被合併。可能由於變位能提早被釋放關係，台階開挖期間，觀測到的變形加速度，一般較長台

階小。

圖圖圖圖 5 5 5 5 中台階開挖工法歷時變位圖中台階開挖工法歷時變位圖中台階開挖工法歷時變位圖中台階開挖工法歷時變位圖

三三三三、、、、短台階開挖工法短台階開挖工法短台階開挖工法短台階開挖工法 : : : :

台階長度 : 介於 50~25 公尺。 ( 圖 6)

干擾特性 : 下半先行變位量干擾到上半先行變位量。

變形曲線 : 台階開挖所形成之反曲點，逐漸與上半開挖形成之反曲點結合為一個反曲點。此反

曲點之曲率較長台階開挖方式大。且由於干擾到上半先行變位區，因此會降低上半開挖面之自立

性。稍不留意，容易引發開挖面抽坍。

圖圖圖圖 6 6 6 6 短台階開挖工法歷時變位圖短台階開挖工法歷時變位圖短台階開挖工法歷時變位圖短台階開挖工法歷時變位圖

四四四四、、、、微台階開挖工法微台階開挖工法微台階開挖工法微台階開挖工法 : : : :

台階長度 : 小於 25 公尺。 ( 圖 7)

干擾特性 : 為上半支撐變位量干擾到下半支撐變位量。

變形曲線 : 僅有一個反曲點，如同全斷面開挖，岩體自立性若不夠，易產生崩塌，但是整體變

位量若控制好，變位會最小。但由於受限於工地機具，一般施工不容易。

圖圖圖圖 7 7 7 7 微台階開挖工法歷時變位圖微台階開挖工法歷時變位圖微台階開挖工法歷時變位圖微台階開挖工法歷時變位圖

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

伍伍伍伍、、、、案例觀察與觀測結果探討案例觀察與觀測結果探討案例觀察與觀測結果探討案例觀察與觀測結果探討

今以八卦山隧道台階開挖工法為例，歸納出不同台階長度對隧道行為特性的影響。

一一一一、、、、調整台階長度對變形行為的影響調整台階長度對變形行為的影響調整台階長度對變形行為的影響調整台階長度對變形行為的影響 : : : :

整理現場計測資料發現，保持長台階開挖時，地盤若具擠壓潛變特性，則台階長度越長，變位會

越大，主要增量在 L1(C) 之依時變位 ( 圖 8) 。但若在地質條件較佳之地盤，如礫石層地質，

則受台階長度之影響不大，因其不易產生依時變位量。一般為了控制 L1(C) 區段的依時變位特

性，可於上半施作臨時仰拱。但現場發現有些滲水砂層地質，施作臨時仰拱後，亦無法有效收斂。

因此為避免入侵，可適當縮短台階長度方式，以控制變形。整體而言，短台階開挖可有效降低整

體變形量，但容易產生上下斷面相互干擾現象，間接導致地盤自立性降低。稍不留意，會產生崩

塌。一般根據經驗，異常變位速率需控制在單日 1.5 公分以內為宜，否則會使初期支撐受到龜

裂破壞。因此當預估可能有變位速率過大情形時，除了強化支撐勁度考量外，也可適當利用台階

開挖程序來調節。

由台灣一些軟岩隧道施工發現，在一些變位控制不當地帶 ( 例如雙孔開挖太近及上半與台階開

挖互相干擾地區 ) ，在施作初期支撐後不久，容易產生噴凝土龜裂破壞的情形。而一般會誤認

為支撐勁度不夠，而加強支撐，但最後可能還是無法有效控制。探討其因很多其實是由於開挖程

序調節不當 ( 台階長度變形控制不佳 ) 引起。

二二二二、、、、調整台階長度對地下水位的影響調整台階長度對地下水位的影響調整台階長度對地下水位的影響調整台階長度對地下水位的影響 : : : :

由現場觀察發現，上半開挖面地下水位滲流量會隨台階保留長度而變化。台階越長時，上半開

挖面地下水滲流量越大；當台階越短時，由於下半開挖面接近，部分地下水會經由台階開挖面

流出，因此上半地下水滲流量與地下水位線會降低。現場可以依據台階長度調整，來決定合理的

自然排水方式。另外由於地下水位的變化，直接影響到隧道的變形，通常若處於潮濕或滲水地盤，

其沉陷變化量 (L1) 會大於水平收斂量 (H1) 。因此容易使得隧道整體結構不均勻變形。倘開挖

面穩定性受滲水影響很大時，適當調節台階長度，來排除上半開挖面滲水情形，也是穩定變形應

該考慮的一點。根據本案例經驗，當台階小於 50~60 公尺時，上半地下水位由於受台階靠近影

響，地下水可經由台階開挖面自然流出，滲水量可大大降低。但若是受層面構造影響的地層，則

須考慮層面方向的影響。因此若遇到滲水量較大地區，在不危及隧道穩定與變形下，可考慮將台

階縮短至 50~60 公尺內，以自然方式排降水，以減緩地下水對上半開挖面所造成之負面影響。

圖圖圖圖 8 8 8 8 現場計測分析變位圖現場計測分析變位圖現場計測分析變位圖現場計測分析變位圖

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

陸陸陸陸、、、、結論結論結論結論

一、隧道開挖變形行為除了與本身地質條件有關外，亦與施工條件，如開挖程序與支撐系統有關。

二、配合計測觀測系統，適當調節開挖程序，如台階長度等，確實可避免入侵現象與破壞產生。

三、台階長度除了考量原先地質材料特性外，亦受地質構造如層面或節理等影響，應該綜合考量。

四、決定軟岩隧道最佳台階長度之原則，在地質條件較好情況下，應以保持作業空間為考量；若

在地質條件較差之情況下，可以上半支撐後收斂距離，加上下半先行變位量初始變位點之距離來

決定。根據八卦山隧道經驗得知軟弱砂泥地質以 60-80 公尺為佳。至於岩體強度較好之礫石

層則不受台階長短變化影響 ( 基質為主之礫石層除外 ) 。

五、台階長度縮短雖可降低整體變形量，但也會降低開挖面岩體的自立性，稍不小心容易引起開

挖面抽坍，因此縮短台階的同時，也應加強異常變位之觀測，發現有變位加速度異常時，表示有

額外應力疊加，屆時可以「時間換取空間」方式，適當調整開挖速率因應。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

◎ ◎ ◎ ◎ 參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

1. 何滿潮、景海河、孫曉明「軟岩工程力學」，科學出版社， (2002) 。

2. 中華工程公司，「東西向快速公路漢寶草屯線段工程之隧道、安全計測半月報」，第 1-120 期 (1997-2003) 。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


石膠泥瀝青混凝土 (Stone Mastic Asphalt ， SMA) 根據過去績效評估顯示，其具有較佳抗車轍性

能與抗滑能力。此種特殊瀝青混凝土提供了較高品質的鋪面，同時降低了車轍變形量及路面的破

壞。 SMA 技術上它是一種使用高瀝青含量配合高粒料間孔隙率 (V.M.A) 的粒料級配所形成的

瀝青混凝土，為防止施工期間瀝青膠泥的流失 (drain down) ，常添加添加劑來增加瀝青膠泥的黏

滯度，而一般所添加的添加劑為礦物纖維。但國外研究指出，將橡膠粉末添加入瀝青膠泥當中，

經高轉速拌和機攪拌過後，也可提高瀝青膠泥的黏滯度。因此本文採比較的方式，來針對兩種添

加劑對 SMA 在力學行為上作一系列的探討。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………


國外研究發現，回收廢輪胎經切割研磨所得之橡膠粉末，可用於充當瀝青改質劑，其改質特性與

聚合物改質性質類似，高溫時的改質效果甚至優於聚合物改質效果 [ 註 1] 。根據國外以濕式

拌和之橡膠瀝青混凝土實際鋪設績效評估，鋪面的車轍 (rutting) 與疲勞 (fatigue) 表現皆獲得改

善。臺灣地處亞熱帶，夏季高溫多雨，冬季北部偏冷，且由於經濟發展成效卓越，工商企業發達，

交通量逐年急速增加，重載交通比例過高，且超載情況相當嚴重，導致路面不勝負荷，而造成嚴

重之車轍與疲勞破壞。此種情況導致路面服務水準降低，影響行車安全，再加上路面屢次翻修，

使得原本就已相當嚴重的交通運輸問題更加惡化。因此有關車轍與疲勞問題的解決，遂成為鋪面

工程即須克服的問題。若台灣也能參考國外經驗，引進橡膠改質技術，進而加以研討其力學行為，

相信將有助改善鋪面過早失敗的情形。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

貳貳貳貳、、、、橡膠橡膠橡膠橡膠 SMA SMA SMA SMA 與礦物纖維與礦物纖維與礦物纖維與礦物纖維 SMA SMA SMA SMA 之配合設計之配合設計之配合設計之配合設計

本試驗瀝青採用中國石油公司所出產之 AC-20 為基底瀝青，級配採用美國喬治亞州公路局所

開發之 SMA 級配（表 1 ），同時做兩種添加劑情況下配合設計，求得其最佳含油量。

表表表表 1 1 1 1 美國喬治亞州公路局所開發之美國喬治亞州公路局所開發之美國喬治亞州公路局所開發之美國喬治亞州公路局所開發之 SMA SMA SMA SMA 級配級配級配級配

通過重量百分比通過重量百分比通過重量百分比通過重量百分比篩號尺寸篩號尺寸篩號尺寸篩號尺寸

粗型粗型粗型粗型 SMA SMA SMA SMA 規範規範規範規範（％）（％）（％）（％）本試驗規範本試驗規範本試驗規範本試驗規範（％）（％）（％）（％）

1 〞 100 100

3/4 〞 90-100 95

1/2 〞 45-70 58

3/8 〞 25-40 33

#4 22-30 26

#8 18-22 20

#50 10-20 15

#200 8-12 10

一一一一、、、、添加礦物纖維改質添加礦物纖維改質添加礦物纖維改質添加礦物纖維改質

本文採用礦物性纖維添加物，此種纖維不會因高溫導致燃燒，而喪失其原有功能。一般礦物纖維

使用量為混合料之 0.4%[ 註 2] 。經配合設計結果選定 6.3%( 對混合料 ) 為其最佳含油量。

二二二二、、、、橡膠改質橡膠改質橡膠改質橡膠改質

本文採用橡膠添加劑為粒徑小於 #30 篩的橡膠粉末。本研究則根據 ASTM D6114 建議，採用瀝

青膠泥重量的 20% 之橡膠粉末添加於瀝青膠泥中，並按照行政院公共工程委員會所頒佈的公共

工程使用橡膠瀝青混凝土鋪面作業要點拌製橡膠瀝青。經配合設計結果選定 6.7%( 對混合料 )

為其最佳含油量。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

參參參參、、、、疲勞試驗與永久變形試驗疲勞試驗與永久變形試驗疲勞試驗與永久變形試驗疲勞試驗與永久變形試驗

一一一一、、、、疲勞試驗疲勞試驗疲勞試驗疲勞試驗 [ [ [ [ 註註註註 3] 3] 3] 3]

1. 試驗方法

本研究在溫度 25 ℃ 下，以揉壓機製作之 3 in . × 3 in . × 15 in . 樑形試體來進行

動態疲勞試驗。於疲勞試驗過程中，分別記錄 9 種不同動態荷重 50 Psi 、 62.5

psi 、 75 psi 、 87.5 psi 、 100 psi 、 112.5 psi 、 125 psi 、 137.5 psi 、 150 psi

作用下（圖 1 ），第 200 次時的中央變位 Δ 200 ，以及疲勞破壞次數。

以作用 200 次時的中央變位 Δ 200 ，求試體底部之初始張應變 ε，如下式所

示：

並以此求得 ε 與間之疲勞方程式：

及求取試體之勁度模數 E s ：

其中，公式中所使用的參數意義如下

L ：跨度（ in. ）

h ：試體厚度（ in. ）

a ＝（ in. ）

P ：作用力（ lb ）

b ：試體之寬度（ in. ）

其參數示意圖如圖 2 所示。

圖圖圖圖 1 1 1 1 動態荷重示意圖動態荷重示意圖動態荷重示意圖動態荷重示意圖

圖圖圖圖 2 2 2 2 樑形試體疲勞撓曲試驗參數示意樑形試體疲勞撓曲試驗參數示意樑形試體疲勞撓曲試驗參數示意樑形試體疲勞撓曲試驗參數示意

2. 試驗結果

(1) 如圖 3 ，分別在 9 種動態荷重下，橡膠 SMA 之初始張應變皆比纖維 SMA

來的小，故橡膠添加使 SMA 疲勞生命期增加。

圖圖圖圖 3 3 3 3 初始張應變與破壞次數關係初始張應變與破壞次數關係初始張應變與破壞次數關係初始張應變與破壞次數關係

(2) 就勁度模數而言，橡膠 SMA 之勁度模數高出纖維 SMA 許多。在相同之初始張

應變下，對於外來荷重之阻抗，可提高 30000 psi 。

圖圖圖圖 4 4 4 4 勁度模數勁度模數勁度模數勁度模數

二二二二、、、、永久變形試驗永久變形試驗永久變形試驗永久變形試驗 [4] [4] [4] [4]

1. 試驗方法

在 25 ℃下，以馬歇爾打夯機製作直徑 4 in. ，高 8 in. 之圓柱型試體，在荷重壓力強度 90

Psi ，圍壓 l5 Psi( 圖 5) ，荷重作用時間 0.1 秒，以 MTS 進行反覆荷重試驗，試驗之荷重波形

為半正弦波 ( 圖 6) 。架設 LVDT 於試體上，反覆荷重試驗總荷重次數為 10,000 次，並於試

驗過程中，以自動擷取系統記錄試體之軸向變形和荷重作用次數間之關係。

圖圖圖圖 5 5 5 5 圓柱型試體反覆荷重示意圖圓柱型試體反覆荷重示意圖圓柱型試體反覆荷重示意圖圓柱型試體反覆荷重示意圖圖圖圖圖 6 6 6 6 反覆荷重示意圖反覆荷重示意圖反覆荷重示意圖反覆荷重示意圖

2.實驗結果

實驗之圖形為很典型之永久應變圖形，大約在重複荷重第 5000 次後，永久應變大致底定。

圖圖圖圖 7 7 7 7 永久變形永久變形永久變形永久變形

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

肆肆肆肆、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

一一一一、、、、結結結結論論論論

1. 疲勞試驗結果顯示，橡膠 SMA 之勁度模數及疲勞生命期較礦物纖維 SMA

高，由此推測使用橡膠 SMA ，疲勞性質有相當程度的改善。

2. 橡膠瀝青本身擁有較高黏滯度及彈性與 SMA 級配粒料混合後，使其對於粒料

的黏結效果提升，瀝青混凝土勁度模數也有明顯增加。此外，橡膠瀝青擁有較

好的彈性對於反覆荷重所導致漸進式破壞也有抑制的效果，因此疲勞破壞次數

相對提升。

3. 由反覆荷重三軸試驗中發現，添加橡膠瀝青可使瀝青混凝土在重複荷重下，其

永久變形降低，此而推估，橡膠 SMA 可擁有較佳的抗車撤能力。

二二二二、、、、建建建建議議議議

1. 本文只在一般很理想化的情況底下，以實驗室的方式拌和石膠泥瀝青混凝土。

未來對於工廠的生產，要如何利用高轉速拌製橡膠瀝青，或者是如何添加礦物

纖維，以及要如何將填縫料添加於拌和鼓當中，都是需要考慮及探討之問題。

2. 以實驗室而言，拌和橡膠瀝青發出大量之臭味，比起一般瀝青混凝土超出許多

倍，未來若推廣至工廠生產，必定會引起空氣污染問題，所以拌合場對於廢氣

回收設備，必須更加注意，例如：添加活性炭濾氣設備或是將初次排放氣體回

收，加以再次燃燒予以排放。

品質檢驗方面，國內最常做的品質檢驗為含油量及篩分析。要如何由含油量實驗來推求出橡膠含

量或是纖維含量，這方面技術仍須加以研究。或者是發展出另一套品質檢驗之方法，來確保瀝青

混凝土之品質。

…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

Documents

工程實務 - ceci.com.tw · 分類法 [7] 等，這些分類法均相當的有效率。 WTA 類神經網路中，以反傳遞類神經網路 (Counter Propagation Artificial Neural