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中華民國九 十 二九 十 二九 十 二九 十 二 年 四四四四 月 第 58 期

發 行 所：財團法人中華顧問工程司財團法人中華顧問工程司財團法人中華顧問工程司財團法人中華顧問工程司

發 行 人：

創刊日期：七十八年元月廿五日

編 輯 人：中華技術雜誌編輯委員會

主任委員：謝大墉

編輯委員：陳福勝、陳志超、林文松

陳進傳、張荻薇、葉銘煌

崔伯義、 賴芳雄、管長青

王菊楚、何金駒、堵一強

馬俊雄、 廖學瑞、朱福來

主 編：堵一強

美工指導：袁雅玲

網頁指導：袁雅玲、丁亞力(Eric)(Eric)(Eric)(Eric)

網頁編輯：張莎莉

地 址：台北市辛亥路二段 185 號 28F

電 話：(02)27363567(02)27363567(02)27363567(02)27363567

網 址：http::::// www.ceci.org.tw

美英聯軍發動伊拉克戰爭，引發

主戰與反戰的爭議，經過幾次慘烈的

轟炸、圍城攻擊，所幸也已即將落

幕，只是無辜百姓傷亡流離、無價古

物毀損遭竊所造成的遺憾恐將難以

彌補；SARS病毒趕在這節骨眼上來

湊熱鬧，如同防不勝防的恐怖份子一

樣使得人心惶惶，即使普通感冒咳嗽

也會遭來四周的白眼，原已萎靡的經

濟景氣更因而雪上加霜一蹶不振，唯

獨口罩產品一枝獨秀，一時之間還供

不應求咧。即便外部環境諸多不順，

為免看倌您望穿秋水，咱們第 58 期

『中華技術』仍得要準時出刊。本期

由第一結構部輪值，除了幾篇有關橋

樑結構的論述外，更有其他部門同仁

精采的著作，期盼與您一塊分享。

前言

高雄捷運以可愛造型的土撥鼠為其吉祥物，對照於工程施工機具就是那龐然

巨物的潛盾機。潛盾機有如土撥鼠般在地表下默默鑽掘，就這樣子一條條縱橫交

錯的隧道於焉築成，『潛盾隧道工法常見問答集』彙整國內、外專家寶貴的經驗

談，將分為「潛盾隧道之規劃與設計」、「潛盾機」、「隧道環片」、「連通隧

道」、「鄰近工程開發對隧道之影響」、「隧道施工之建物保護」、「潛盾隧道

施工」、「地震、液化、斷層對隧道之影響」、「特殊潛盾機工法」等九篇，本

期先推出「潛盾隧道之規劃與設計」以饗讀者，精采的還在後頭，請拭目以待。

大眾捷運固然提供了舒適、便捷的運輸服務，但在規劃、設計時對於攸關乘

客安全的消防與逃生系統若未能妥予考量，則一旦發生火災將會災情慘重、後悔

莫及，藉由『韓國大邱市地鐵火災事故初步檢討與省思』，以他山之石重新檢討

國內捷運系統之電聯車與地下車站防火性能，及逃生、排煙系統功能，以確保我

國捷運系統之安全性。除了大眾捷運可提供都市便捷的運輸服務外，高架快速道

路亦不失為解決都市交通壅擠的另一良方，但所要面對的難題是如何取得道路用

地、提高土地使用效率，『都市高架快速道路之設計與施工』藉由本工程司參與

台北市的「市民大道」、「正氣橋改建工程」、「環東大道」及「洲美快速道路

高架橋工程」等計畫，闡述高架道路橋樑結構如何結合其他公共設施(如：地鐵

隧道、地下街、地下停車場、共同管道、河堤等)進行規劃、設計，以節省用地

需求；並藉由橋樑外觀顏色、橋下空間綠化、造景，及燈具照明來營造悅目的市

容、提升生活品質。

『台三線烏溪橋之重建設計及後續補強設計』回顧 921 地震造成中部地區公

路橋樑嚴重毀損，在地形測量資料欠缺、耐震設計規範尚待修訂、限期復建搶修

通車之情況下，本工程司臨危受命重建台三線烏溪橋。經由專業經驗研判，採部

份改建、部份補強或保留續用方式，以不到 11 個月時間內完工通車，幸能不辱

使命。長期濫採河川砂石與防汛期暴雨沖刷導致橋樑墩柱基樁裸露，嚴重危及橋

樑行車之安全。

根據新頒布「跨河建造物設置審核要點」之規定，橋墩基礎底部須低於實際

河川斷面最低點(通常在既有河床面下 10~20 公尺)，『台灣地區跨河橋基開挖臨

時擋土設施問題及對策之探討』即基於國內常用鋼板樁型號 SP-IV 及施工時效之

考量，於設計深開挖基礎擋土時，配合其他加勁方法來滿足工易性、止水性、可

移除性，及因深開挖所產生之應力需求。

巍巍聳立的高屏溪斜張橋已儼然成為當地的地標景點，在工程人員櫛風沐

雨、克服萬難下方得完成如此工程鉅作，然而完工後的監測維護更為確保通車安

全不可或缺的作業，『高屏溪橋斜張鋼纜索力檢核研究』試以「自然振動法」對

鋼纜索力進行檢核，以確認鋼纜安裝後之功能符合設計原意。『以結構性能為目

標的鋼筋混凝土橋梁耐震能力評估』適用於雙線性單自由度系統，求取各地盤之

譜加速度修正係數與韌性比之間的關係，提供簡易且不失精確的迴歸公式，建立

非彈性加速度與位移反應譜，供結構非線性分析之用。

台北市自採垃圾分類及使用環保垃圾袋後確也達到垃圾減量之目的，但每日

仍有大量的垃圾產生，其最終的歸宿要不是「土葬(掩埋)」，就是「火葬(焚化

爐)」。『氯化鈉及氯化鈣混合鹽對焚化爐壽命之影響』藉由實驗探討，證實垃

圾火葬後產生的飛灰其成分若為氯化鈉及氯化鈣時，則在焚化爐第三煙道鐵鉻合

金材質的過熱汽管組將會產生相當嚴重的高溫腐蝕現象。

生物科技將為本世紀的明星產業之一，疫苗製造藥廠亦屬其中，為防止製程

中受到污染而引發公共衛生災害，自 1997 年世界衛生組織(WHO)即針對疫苗製

造藥廠頒布 GMP(優良製造規範)，對其製程確效作業之準備與效能有一完整的

規範，我國衛生署藥政處亦為確保藥物之有效性與安全性，頒布「藥品優良製造

確效作業基準」供藥界遵循。『空氣系統確效作業研究』乃探討藥品製程中與環

境控制系統有關的空氣系統，可供作辦理確效作業時參考。

「中華技術」的「「「「灌溉園區灌溉園區灌溉園區灌溉園區」」」」 comment@ceci.org.tw，期盼著您對本期刊載

的文章、論點提出建議或回響。承蒙各位愛護、踴躍投稿，惟限於篇幅，

尚有幾篇內容精采的大作只好留待三個月後見啦。

工程實務

◎◎◎◎ 都市高架快速道路之設計與施工…………張荻薇、馮怡園、陳 輝、曾榮川

◎◎◎◎ 台三線烏溪橋之重建設計及後續補強設計……………………林曜滄、闕山仁

◎ ◎ ◎ ◎ 台灣地區跨河橋基開挖臨時擋土設施問題及對策之探討……楊式昌、林士誠

工程論著

◎◎◎◎ 空氣系統確效作業研究……………………………………………………李志鵬

工程研究

◎◎◎◎ 以結構性能為目標的鋼筋混凝土橋梁耐震能力評估…………宋裕祺、蔡益超

◎ ◎ ◎ ◎ 高屏溪橋斜張鋼纜索力檢核研究………………………………蔡同宏、莊輝雄

◎◎◎◎ 韓國大邱市地鐵火災事故初步檢討與省思……………………何泰源、陳福勝

◎ ◎ ◎ ◎ 氯化鈉及氯化鈣混合鹽對焚化爐壽命之影響……………………………魏家傑

工法專題

◎◎◎◎ 潛盾隧道工法常見問答集-1 潛盾隧道之規劃與設計篇………李魁士、陳福勝

編輯後話

都市高架快速道路之設計與施工都市高架快速道路之設計與施工都市高架快速道路之設計與施工都市高架快速道路之設計與施工

協 理 兼

第一結構部經理 張荻薇張荻薇張荻薇張荻薇

第一結構部

副 理 馮怡園馮怡園馮怡園馮怡園

第一結構部

專案 經 理 陳陳陳陳 輝輝輝輝

第一結構部

組 長 曾榮川曾榮川曾榮川曾榮川

摘摘摘摘 要要要要

由於都市道路用地難求，在建造高架道路之同時為提高土地之

使用效率，並兼顧沿線之商業活動、停車空間與地下管線及水利防

洪等設施之需求，產生了高架橋與地下結構物共構或與堤防共構之

觀念。同時為提升市民生活品質、增進橋梁技術與融合都市景觀的

期待下，都市高架跨河橋亦常需設計為代表地標及活化都市夜景的

結構物。本文將以台北市近十多年來興建之高架快速道路工程，包

括：市民大道、正氣橋改建工程、環東大道及洲美快速道路高架橋

工程等為例，介紹都市高架快速道路工程之設計與施工的特點。

一一一一、、、、前言前言前言前言

順輰的交通與完備的路網是都市發展的重要關鍵，而興建市區

快速道路是解決都市交通問題的有效方法。用地取得不易是都市建

設中之最大難題，如何提高土地使用效率，將市區快速道路與各項

公共設施同時整體規劃考量，是現代都市建設的特色。

台北市隨著鐵路地下化工程之進行，提供了利用鐵路地下化後

之新生地興建快速道路之絕佳時機。高架快速道路與鐵路地下化工

程共用路權路段，是將高架橋興建於地下鐵路隧道之上，使兩者構

成一體結構；在無鐵路隧道路段，則為兼顧交通與都市發展之需要，

充分發揮土地之有效使用，於道路下興建地下街或地下停車場；另

為維持高品質之都生活環境及避免日後管線挖掘影響道路交通之順

暢，更於地面下設置共同管道。因此，都市高架快速道路與相關設

施形成一個規模龐大複雜、具有多功能的都市公共建設。

此外，都巿快速道路系統須配合都巿之發展而逐漸延伸，但因

用地取得不易，常須選擇沿河岸與建。沿河岸橋梁除須配合水利防

本文曾發表於 92 年 2 月 26 日『2003 年海峽兩岸先進橋梁工程技術交流研討會』中，

主辦單位中國土木水利工程學會同意轉載。

洪計畫，採用橋墩與堤防共構外，並常因河流走向與快速道路線型

不符的因素，使得沿河岸橋梁之結構與一般高架橋有所不同。

另一方面，市區之橋梁工程興建莫不以減少佔用道路面積、縮

短工期、降低施工中對周遭環境影響、便利交通維持及調和景觀等

列為首要考慮因素。由於鋼橋可符合前述的各項需求，因此，近年

來台北市區之高架快速道路，幾乎全採鋼橋工程。

另一方面，市區之橋梁工程興建莫不以減少佔用道路面積、縮

短工期、降低施工中對周遭環境影響、便利交通維持及調和景觀等

列為首要考慮因素。由於鋼橋可符合前述的各項需求，因此，近年

來台北市區之高架快速道路，幾乎全採鋼橋工程。本文將依序介紹

台北市近十多年來興建之高架快速道路工程，包括市民大道、正氣

橋改建工程、環東大道及洲美快速道路等(圖一)之設計及施工特點，

提供工程界先進之參考。

圖圖圖圖一一一一 市民大道市民大道市民大道市民大道、、、、正氣橋改建正氣橋改建正氣橋改建正氣橋改建、、、、環東大道環東大道環東大道環東大道、、、、洲美快速道路位置圖洲美快速道路位置圖洲美快速道路位置圖洲美快速道路位置圖

二二二二、、、、市民大道工程市民大道工程市民大道工程市民大道工程

((((一一一一))))工程概述工程概述工程概述工程概述

本工程高架橋西起環河北路、鄭州路口，東迄基隆路、永吉路

口(圖二、圖三)，長達 6.4 公里。其中，金山街至光復南路段長約 2.7

公里之高架橋係與鐵路地下化東延松山之隧道共構，其他路段亦分

別與地下街、地下停車場共構。本工程沿線設有匝道 6 處，以銜接

現有道路系統。平面道路自環河北路至光復南路長 5240 公尺，路寬

40 公尺，光復南路以東沿北支線到基隆路口，長 1240 公尺，路寬 30

公尺。本工程於 1991 年 12 月開工，並於 1996 年 10 月陸續完工通車。

圖圖圖圖三三三三 巿民大道高架橋巿民大道高架橋巿民大道高架橋巿民大道高架橋鳥瞰鳥瞰鳥瞰鳥瞰

((((二二二二))))橋梁工程橋梁工程橋梁工程橋梁工程

1.1.1.1.橋梁結構型式

本工程高架橋需分別與地鐵隧道、地下街或地下停車場共構，

為使地下構造物承受力減少，採用了自重較輕之鋼橋(圖四、圖五)。

為使行車舒適，本工程原則上係採用多孔連續性結構，以減少

橋面伸縮縫數量。上部結構之主梁採用剛性及抗扭性較大之箱型斷

面，鋼梁採用垂直式腹鈑，並以曲線漸變梁高。於跨越南北向道路

之大跨徑橋梁，採用鋼橋面鈑之變斷面連續箱梁結構。

高架橋之基礎型式，於興建地下停車場之路段，係與停車場基

礎共構，採用筏式基礎。無地下停車場部份，則採用場鑄鋼筋混凝

土樁基礎。與地鐵隧道共構路段，以隧道及其上方之結構作為橋墩

之筏式基礎。

2.2.2.2.橋梁跨度與配置

(1)環河南路--金山街段

本路段大部分與地下停車場或地下街共構(圖六)，橋梁跨度及其

配置考慮各跨越路口寬度外，亦考慮共構地下停車場之進出坡道、

圖圖圖圖四四四四 市民大道市民大道市民大道市民大道高架橋高架橋高架橋高架橋(一一一一)

圖圖圖圖五五五五 市民大道市民大道市民大道市民大道高架橋高架橋高架橋高架橋(二二二二)

人行樓梯及車位配置。本段高架橋在跨越南北向道路之跨度視其路

口寬度採用 45~62 公尺之較大跨度；與地下停車場或地下街共構之橋

跨則採用 30~40 公尺不等之較小跨度。橋型以力學條件優異之 3~4

跨連續剛構式鋼橋為配置原則。

圖圖圖圖六六六六 高架橋高架橋高架橋高架橋與地下街地下停車場共構斷面圖與地下街地下停車場共構斷面圖與地下街地下停車場共構斷面圖與地下街地下停車場共構斷面圖

(2)金山街--光復南路段(與鐵路地下隧道共構段)

金山街至建國南路段隧道頂部覆土較淺，高架橋橋墩係座落於

地鐵隧道上方空層之頂版；而建國南路至光復南路段，因覆土深度

較大，隧道上方設有四座單層或雙層之地下停車場，與地鐵隧道築

成一體結構，高架橋墩座落其上面(圖七)。

圖圖圖圖七七七七 高架橋高架橋高架橋高架橋與地鐵隧道共構斷面圖與地鐵隧道共構斷面圖與地鐵隧道共構斷面圖與地鐵隧道共構斷面圖

高架橋於跨越新生南路、建國南路、復興南路、敦化南路等南

北向幹道，採用 50～85 公尺之大跨度，其餘則配合緊急停靠站出入

口、通氣口、地下停車場進出坡道等，採用跨徑 25～40 公尺，並以

3～4 跨連續配置。在大跨度之處更採用重量輕之鋼橋面鈑，以減少

隧道承載力，並使載重較均勻分布。為配合南北兩隧道之先南後北

施築，將高架橋結構分開獨立，以免差異沈陷造成不良的後果。

((((三三三三))))景觀工程景觀工程景觀工程景觀工程

為提高都巿生活品質、營造良好之巿容景觀，橋梁型式力求柔

和優美、輕巧平順，橋梁外觀顏色皆經色彩意象設計。橋下空間配

合沿線土地使用計畫及都巿發展，分區進行景觀設計，包括：植栽

綠化、造景設計、水景設計、舖面計畫及燈具照明等(圖八、圖九)。

((((四四四四))))工程特色工程特色工程特色工程特色

1.1.1.1.台灣首創高架橋與地下建築共構工程

本工程為促進沿線土地之有效使用，興建之地下停車場以解決

台北市區停車場空間之不足；興建之地下街以提供台北車站之地下

圖圖圖圖八八八八 市民大道市民大道市民大道市民大道高架橋高架橋高架橋高架橋下景觀下景觀下景觀下景觀(一一一一)

圖圖圖圖九九九九 市民大道市民大道市民大道市民大道高架橋高架橋高架橋高架橋下景觀下景觀下景觀下景觀(二二二二)

公共通道與行人廣場，這些地下建築物皆與高架橋形成一體結構，

同時興建，為台灣地區首見之特殊公共工程。

2.2.2.2.台灣首座高架橋與地鐵隧道共構工程

本工程有長約 2.7 公里之高架橋興建於鐵路地下隧道頂版上，兩

者構成一體結構。在設計時快速道路須設匝道，而施工時又須維持

原有鐵路之營運，使得共構之兩部份接合構造，及彼此施工程序之

配合等，皆須作周詳之考量與釐定。

3.3.3.3.台灣最大規模之鋼橋工程

本工程考量地下共構之配合、都巿景觀之需求、行車安全與舒

適、跨越路口之寬度，及施工環境條件等因素，採用鋼橋(含鋼橋墩)

結構，使用鋼重約 8 萬餘公噸。全線橋型力求整齊劃一輕巧美觀，

橋跨以力學條件優異之 3~4 跨連續配置，橋梁之耐震設計皆作動力

分析校核。因此，本工程不僅是台灣最大規模之高架鋼橋工程，亦

堪稱近年來台灣技術水準極高之橋梁工程。

4.4.4.4.融合都巿景觀之公共工程建設

本工程藉由高架橋之橋型規劃與色彩意象的研究、突出物之造

形設計及周邊環境之調和、橋下空間連續性之景觀計畫等手法，來

達到景觀美化的目標，使得本工程為台灣首次融合景觀設計之都巿

工程建設，完成後將呈現出巿區道路景觀之新形象。

三三三三、、、、正氣橋改建工程正氣橋改建工程正氣橋改建工程正氣橋改建工程

((((一一一一))))工程概述工程概述工程概述工程概述

本工程於永吉路口接續巿民大道後，沿基隆路中央設置雙層各

單向四車道高架橋，向東接跨越基隆河段主橋的上層橋面與環東大

道，及向北銜接撫遠街高架橋、麥帥二橋與堤頂大道；於南京東路

中央設置單層雙向六車道高架橋，接跨越基隆河段主橋的下層橋

面；於松隆路口及永吉路口分別設置單向二車道匝道，上下基隆路

高架橋(圖十、圖十一)。

原麥帥橋配合整體交通路網之規劃，由於需銜接南京東路圓環

高架橋及環東大道之車流動線，改建為雙層橋梁，長 310 公尺。橋址

位於基隆河整治後的大彎道處，兩岸堤防法線間距為 380 公尺，主河

道寬約 100 公尺。主橋(即麥帥一橋)配合路線線形及橋梁景觀之需

求，採用跨徑 170 公尺、拱高 30 公尺之單弦拱肋雙層鋼拱橋。

本工程沿線人行道及橋下空間配置自動灌溉系統之植栽區、休

憩廣場、中央分隔島綠帶、公共藝術展示區等，達到配合都市整體

發展及強化地區特性、建立綠軸開放空間、減輕高架橋結構體之壓

迫感等目標。

圖圖圖圖十一十一十一十一 基隆路正氣橋改建工程基隆路正氣橋改建工程基隆路正氣橋改建工程基隆路正氣橋改建工程全全全全線透視線透視線透視線透視圖圖圖圖

本工程主要內容包括橋梁約 57,000 平方公尺，鋼重約 37,000 公

噸，雙層橋墩 18 座，單層橋墩 16 座，橋台 3 座；平面道路約 29,000

平方公尺，原有橋梁拆除約 21,000 平方公尺，其他尚包括排水、防

音、綠化、景觀、照明、監測等附屬工程。本工程於 1999 年 2 月開

工，並於 2000 年 10 月陸續完工通車。

((((二二二二))))舊橋拆除工程舊橋拆除工程舊橋拆除工程舊橋拆除工程

原有正氣橋及麥帥橋建造年代不同且分階段興建，橋梁計有預

力梁橋、中空版梁橋、平版橋等多種橋型，並位處交通要道，因此

舊橋拆除是極具挑戰性的工作，必須考慮對生活環境的衝擊及對交

通所造成的影響等問題。除此之外有關主管單位事先充份的協調與

溝通，方能有效的掌握施工安全，減少工程進行中所導致的不便與

危害。

舊橋拆除工法考量工址特性、橋梁結構型式、交通維持、噪音

管制、廢棄物處理及施工中彈性調整工期等因素，採低噪音拆除工

法如：防音型鋼筋混凝土切割機、低噪音油壓破碎機、鑽石鏈鋸等(圖

十二、圖十三)與傳統拆除工法併用，廢棄物以大塊分解後，再吊離

工地破碎及運棄。

圖圖圖圖十三十三十三十三 舊橋墩拆除舊橋墩拆除舊橋墩拆除舊橋墩拆除

((((三三三三))))基隆路高架橋工程基隆路高架橋工程基隆路高架橋工程基隆路高架橋工程

本路段高架橋提供銜接基隆路平面道路、市民大道南支線及圓

環高架橋，全長約 800M。基隆路為台北市區往返南港、內湖、汐止

等地區之主要幹道之一，平時車流量相當大，且本路段涵蓋舊有正

氣橋址。因此，橋型及橋墩基礎配置除配合平面道路及槽化位置外，

首要考量正氣橋拆除後之交通維持，及避開原有之橋墩基礎。本路

段高架橋結構型式，基本上可分成引橋部份之單層高架橋，與永吉

路至圓環部份之雙層高架橋，以及兩者間之變化段。單層高架橋橋

寬 9M，雙層高架橋上、下層橋寬各 18M(圖十四、圖十五、圖十六)，

採用上、下部結構分離方式設計。

圖圖圖圖十四十四十四十四 基隆路基隆路基隆路基隆路雙層雙層雙層雙層高架高架高架高架橋橋橋橋

圖圖圖圖十五十五十五十五 基隆路高架橋下層橋基隆路高架橋下層橋基隆路高架橋下層橋基隆路高架橋下層橋面面面面

基於減少佔用道路面積、縮短工地施作工期、降低施工中對周

遭環境影響、便利交通維持及調和景觀等考慮因素，橋梁採用鋼結

構。鋼橋上部結構採用矩形鋼箱型梁，此種斷面具有較大之剛性及

抗扭性，適用於立體交叉曲線線形之都巿高架橋。

為避免墩柱過多影響都巿景觀，高架橋跨徑除在永吉路口、八

德路口，及跨越圓環處採大跨徑多孔連續變斷面箱型梁橋配置外，

其餘採跨徑約 40~50 公尺等斷面箱型梁橋配置。在橋墩方面，雙層高

架橋路段配合單、雙層橋面變化段及結構型式，採用雙柱門架式鋼

橋墩。

((((四四四四))))麥帥一橋工程麥帥一橋工程麥帥一橋工程麥帥一橋工程

麥帥一橋為配合跨越截彎取直後之基隆河道，需採用大跨徑橋

樑以降低對水流之影響，並因位居數條重要道路之樞紐，需用雙層

橋面；另因橋址位於松山機場飛航安全管制範圍內，橋樑高度受到

限制。經研議後，採用跨徑 170 公尺、拱高 30 公尺之單弦拱肋雙層

鋼拱橋。此種特殊橋型在世界上尚屬罕見，國內則為首次採用，以

下簡單介紹本工程之概要及特色。

1.1.1.1.橋梁概要

本工程主橋採用跨徑 170 公尺之雙層橋面單拱肋鋼拱橋，拱橋沿

行車方向由三個立面構架組合而成，中間為 30 公尺高之單弦拱肋構

架，二側則為韋廉迪(Vierrendeel)桁架，上、下二層橋面均於中央拱

肋兩側分別配置 9.0 公尺寬單向雙線快車道，下層橋面並於韋廉迪桁

架外側以懸臂托架方式，配置 5.5 公尺寬之機慢車道和人行道(圖十

七、圖十八)。

圖圖圖圖十六十六十六十六 基隆路高架基隆路高架基隆路高架基隆路高架橋橋橋橋上層橋上層橋上層橋上層橋面面面面

圖圖圖圖十七十七十七十七 麥帥一橋結構配置麥帥一橋結構配置麥帥一橋結構配置麥帥一橋結構配置示示示示意圖意圖意圖意圖

2.2.2.2.結構特性

(1)全橋勁度調整與應力傳遞

本橋由三個立面構架組合而成，中間鋼拱肋構架與二側韋廉迪

桁架之勁度差距大，如何調整勁度比率，使得載重分擔能維持適當

的比值，並使相對變位值控制在一合宜的範圍內，值得探討。

經多次調整拱肋、吊桿、主樑與橫樑等構材之相對勁度，進行

分析比較。最後分析結果顯示，中間鋼拱肋構架與二側韋廉迪桁架

之支承靜重反力分別約為 4000 噸與 1000 噸，跨徑中央處之靜重垂直

圖圖圖圖十八十八十八十八 麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋

變位分別為 4.48 公分及 5.03 公分。此顯示中間拱肋構架承擔全部淨

載重之 2/3(拱肋底部設有二個支承，每個支承承擔 1/3)，充份發揮拱

的結構特性，整體橋樑之勁度分配適當，不僅有效控制橋梁撓度，

且拱底反力分配亦屬合宜。

(2)拱肋穩定挫屈分析

拱肋的面內挫屈變形，由於受到吊桿的束制，其挫屈長度可取

為吊桿間拱肋的長度。惟對於拱肋面外挫屈之穩定性能，應加以深

入探討。本橋考慮活載重為全部橋面均佈的情況下，以彈性特徵法

分析所得之有效挫屈長度 le=43.9 公尺，其對應之挫屈應力σcr=0.857

σy。另外以有限變位彈塑性法分析，在靜重及 5.2 倍之活載重(含衝

擊效應)作用下構材開始降伏，此時由軸力所引致之應力值為σ

cr=0.727σy，較特徵值分析所得之挫屈應力略低，經反算可求其

le=62.9 公尺，較特徵值法求得者略高。由於結構設計時，構材之實

際應力皆低於此二法分析所得之σcr，故屬安全。

(3)局部應力分析

本橋以有限元素法分析主要節點構造之應力分布情形，各部份

的應力值，利用 Von mises 等值應力來檢核各構件的安全性，大都在

0.8σy 以下，故屬安全。

3.3.3.3.安全監測系統

由於麥帥一橋為台灣第一座單弦拱肋雙層鋼橋，亦是台北市東

西向之交通樞紐要道，為能有效掌握橋梁使用情形、確保行車安全，

台北巿政府針對本橋梁之特性，規劃裝置自動安全監測系統，作為

日後維護之依據。本工程裝設之監測儀器含地震儀、自然頻率計、

傾斜儀、風速風向計、風壓計等。於通車前量測初始資料、建立預

警值，通車後配合自動監測記錄警報系統進行自動量測工作，不但

可節省人力，更可即時反應橋梁結構現況；利用網際網路將現場量

測之數據資料即時傳輸至遠端監控中心，以利決策管制中心做適當

的判斷及正確處理，落實即時監測、即時預警、即時警戒、及時救

災與即時支援之防災目標。

4.4.4.4.夜間景觀照明

麥帥一橋之景觀照明是以點與線為其設計基本元素，意圖使用

點線勾畫結構線條，於夜間突顯單拱橋之結構美學。利用電腦變色

景觀燈，以多變之彩色色光，塑造活潑生動之燈光夜間嚮宴(圖十九)。

燈光粧點之變化效果分為平日、週休日及特殊節慶三類不同之

表現方式。平日以點光源單獨開啟為主，可節省用電量，並強調拱

橋弧線之柔美感；週休日則以點光源搭配上層光管，利用光管間歇

性之變化模式來展現假日休閒風貌；特殊節慶之變化模式則以熱

鬧、亮麗為主，營造喜慶的歡樂氣息。

5.5.5.5.施工管理重點

(1)鋼拱橋製作

由於本橋工地接頭繁多，且為立體結構，考量假安裝之安全性

及施工進度，並為確保各接頭之施工精度，分成上、下層平面及三

個立面等共 11 階段重複假安裝。各階段假安裝時需進行高程、長度、

銲接接頭間隙與段差、螺栓孔通過率與阻塞率等之量測，並對連接

鈑進行編號，以作為下一階段假安裝之依據。由於工期限制，假安

裝作業採全橋上下層橋面同時進行，假安裝場佔地達 80 公尺 x 200

公尺。

(2)鋼拱橋吊裝(圖二十、圖二十一、圖二十二、圖二十三)

因鋼拱橋面寬達 38 公尺，且拱肋係位於橋面中間，為提高吊裝

效率及能量，利用臨時支撐上架設門型天車進行，天車除可供吊梁

外，並提供鋼橋各項組立及安裝之用。借助門型天車垂直吊上效率

較高、佔用面積小之特性，有效提高吊裝、橋面組立及安裝之機動

性及時效性。

圖圖圖圖十九十九十九十九 麥帥一橋夜間景觀照明麥帥一橋夜間景觀照明麥帥一橋夜間景觀照明麥帥一橋夜間景觀照明

圖圖圖圖二十二十二十二十 麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋桁架安裝桁架安裝桁架安裝桁架安裝(一一一一)

(3)銲接拱度規劃及拘束力對策

本工程為鋼床鈑結構，主弦梁上翼版及橋面鈑皆採工地電銲方

式接合，為免因銲接變形造成拱度變化，施工時需考量銲接拱度。

由於本工程係台灣第一座雙層單拱肋橋梁，依施工性、拘束力大小

圖圖圖圖二十一二十一二十一二十一 麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋桁架安裝桁架安裝桁架安裝桁架安裝

圖圖圖圖二十二二十二二十二二十二 麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋拱肋閉合拱肋閉合拱肋閉合拱肋閉合

圖圖圖圖二十三二十三二十三二十三 麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋麥帥一橋安裝完成安裝完成安裝完成安裝完成

等進行各種施工法之評估。最後提出全橋場撐全斷面架設工法，並

於電銲後進行電銲拱度釋放。

由於本橋上下層橋面之連結為韋廉迪桁架結構，為了克服上下

弦梁因個別之銲接拱度造成之垂直構件接頭錯位情形，採用平行法

施作。為避免產生銲接拘束力，架設時則先將各主構件之下翼鈑全

部鎖斷及腹鈑螺栓鎖斷 1/2 進行電銲，俟銲接拱度釋放後，再置換螺

栓、將全數螺栓鎖斷，並進行拱肋及吊桿之吊裝作業。

(4)全橋拱度釋放作業

鋼拱橋拱度釋放作業分為電銲拱度及自重拱度兩項，考量釋放

時結構安全，採用全橋釋放拱度工法，以 73 個千斤頂同步下降作業

(圖二十四)，將總釋放量分成 10 階段釋放，每次下降 2 cm，以減少

下降時之震動及衝擊力。同時為避免各釋放階段因橋體變形不一致

而產生之應力集中，致使超出鋼梁容許應力及支撐排架設計應力之

情形，先模擬各種狀況以 FEM 進行結構分析求出臨界狀況，列入釋

放作業檢查項目及重點監控。請參閱電銲預拱釋放作業流程圖。

圖圖圖圖二十四二十四二十四二十四 麥帥一橋拱度釋放作業麥帥一橋拱度釋放作業麥帥一橋拱度釋放作業麥帥一橋拱度釋放作業

四四四四、、、、環東大道工程環東大道工程環東大道工程環東大道工程

((((一一一一))))工程概述工程概述工程概述工程概述((((圖二十五圖二十五圖二十五圖二十五、、、、圖二十六圖二十六圖二十六圖二十六))))

本工程西起改建後之麥帥一橋，向北設匝道銜接天母快速道

路，向東沿麥帥公路跨越成功路及基隆河後與堤防共構，繼續向東

跨越南湖大橋經南港經貿園區，至大坑溪匯流口與北二高南港聯絡

線相銜接，全長約 5.6 公里。本工程於麥帥公路段設匝道兩處銜接平

面道路，於南湖大橋至台五線段設匝道銜接經貿園區 35 公尺計畫道

路，並於捷運機廠北側設中央上下匝道銜接南港經貿園區與北二高

南港聯絡線。主要工程內容包括高架橋面積約 140,000 平方公尺、平

面道路面積約 70,000 平方公尺。本工程配合基隆河堤防施築時程，

於 1993 年 11 月開工，並於 1998 年 11 月陸續完工通車。

((((二二二二))))橋梁工程橋梁工程橋梁工程橋梁工程

1.1.1.1.麥帥公路段 (圖二十七)

高架道路西端銜接麥帥一橋雙層高架，上層沿麥帥公路至潭美

國小北側，長約 1650 公尺；下層於堤頂大道路口前下地銜接平面道

路。高架快速道路為雙向四線快車道，橋寬各 10 公尺。於麥帥公路

上並設有二處中央匝道，另於堤頂大道路口設匝道向北銜接堤頂大

道。

本路段高架橋於跨越重要幹道路口，採用 55~85 公尺之較大跨

度，其餘則採用 40~50 公尺之跨度，橋型以 3~4 跨連續鋼橋為配置原

則。

圖圖圖圖二十五二十五二十五二十五 環東大道全線環東大道全線環東大道全線環東大道全線平面平面平面平面、、、、立面圖立面圖立面圖立面圖

圖圖圖圖二十六二十六二十六二十六 環東大道全線環東大道全線環東大道全線環東大道全線透視圖透視圖透視圖透視圖

2.2.2.2.跨越成功路－基隆河段

起於潭美國小北側，南轉跨越成功路及基隆河，至基隆河南側

堤防止，長約 800 公尺。本路段高架橋由單層漸變為雙層，橋寬各

10 公尺。配合基隆河整治計畫主河道寬，跨河主橋(環東大橋)配置為

跨徑 166 公尺之雙層 Lohse 鋼拱橋(圖二十八、圖二十九)，其餘路段

高架橋則配合單層漸變為雙層及跨越成功路等條件，採用 40~74 公尺

不等之跨度。

圖圖圖圖二十七二十七二十七二十七 麥帥公路段高架橋麥帥公路段高架橋麥帥公路段高架橋麥帥公路段高架橋

圖二十八圖二十八圖二十八圖二十八 環東大橋環東大橋環東大橋環東大橋

圖圖圖圖二十九二十九二十九二十九 環東大橋夜間景觀照明環東大橋夜間景觀照明環東大橋夜間景觀照明環東大橋夜間景觀照明

3.3.3.3.成功橋至南湖大橋段(圖三十、圖三十一)

起於成功橋東側至跨越南湖大橋止，高架橋並與堤防共構，長

約

1950 公尺。本路段高架橋為雙層，橋寬各 10 公尺，下層於南湖

大橋前下地，穿越南湖大橋繼續東行，並與經貿園區 50 公尺計畫道

路銜接；上層則跨越南湖大橋及計畫中之中運量延伸線。本路段主

要為單柱框架式鋼橋墩之雙層高架橋，考慮整體一致性，跨徑主要

為 40 公尺，並以 3 跨連續配置為原則。

4.4.4.4.南湖大橋至台五線段

起自南湖大橋西側，沿基隆河南岸東行，至大坑溪口銜接北二

高南港聯絡線，高架橋與堤防共構，長約 1200 公尺。沿經貿園區 35

公尺計畫道路設匝道，跨越下層高架往西匯入主線。另於捷運機廠

北側設中央匝道，銜接南港經貿園區與北二高南港聯絡線。本路段

高架橋配合匝道設置及下層主線爬升與上層合併成單層高架橋等條

件，採用 40~55 公尺不等之跨度。

圖圖圖圖三十三十三十三十 雙層高架橋與堤防共構斷面圖雙層高架橋與堤防共構斷面圖雙層高架橋與堤防共構斷面圖雙層高架橋與堤防共構斷面圖

圖圖圖圖三十一三十一三十一三十一 雙層高架橋與堤防共構雙層高架橋與堤防共構雙層高架橋與堤防共構雙層高架橋與堤防共構

((((三三三三))))工程特色工程特色工程特色工程特色

本高架快速道路係以約 110°斜交跨越整治後基隆河，跨河段長約

280 公尺。此部分路線線形僅於跨越主河道部份為直線段，兩端則分

別為半徑 150 公尺及 185 公尺之緩和曲線路段。配合路線線形及考量

水利防洪，主橋配置為跨徑 166 公尺之雙層鋼拱橋，採樁基礎之門架

式 RC 橋墩，墩柱為圓形，並避開整治後基隆河主河道。兩側則分別

配置為 58 公尺及 74 公尺之簡支合成箱形梁橋，上層支承於拱橋橫梁

上，下層則直接支承於 RC 橋墩帽梁上。另為減輕自重，上下層橋面

均採用鋼橋面鈑。

本工程跨越基隆河主橋(環東大橋)不僅是本快速道路之重要節

點，亦是基隆河沿岸重要之景觀資源，因此環東大橋亦配合現地自

然環境，考量橋體結構造型和空間型態，橋上設有可變色投光燈，

利用電腦程式控制燈光色彩與亮度，以展現橋梁夜間之美。

另於成功橋至南湖大橋段，為解決都市道路用地不易取得之問

題，且節省使用空間，達到地利共享之目的，經評估研選，惟有採

用單柱框架式橋墩與雙層高架橋之組合，並與堤防共構方式方能克

服空間不足的問題，解決與水爭地之困擾。另為減少自重，縮小橋

柱尺寸，並採用鋼結構。

五五五五、、、、洲美快速道路工程洲美快速道路工程洲美快速道路工程洲美快速道路工程

((((一一一一))))工程概述工程概述工程概述工程概述

洲美快速道路高架橋南起社子島渡頭堤防跨越基隆河，沿基隆

河右岸與洲美堤防共構，經北投焚化廠跨越磺港溪右岸進入大業路

止(圖三十二、圖三十三)，全長 4.1 公里。本快速道路通車後，可改

善台北市區與北投、關渡、淡水地區的交通，並紓解承德路的壅塞

現象。此外，本工程對促進社子、洲美與關渡地區的開發，建設士

林及北投地區成為具有商業、金融、媒體、文化、遊憩等多重機能

之區域，將有很大的助益。本工程於 2001 年 3 月開工，並於 2002 年

12 月高架橋完工通車。

由於本工程之設計與施工時程較同規模之工程短，創下 21 個月

即完成 4.1 公里高架鋼橋建設紀錄。期間動用超過數十部大型的鑽機

與吊車，跨河段利用平台船吊裝，且採用上、下部結構同時施築等

施工方式，都是空前的紀錄。

本工程橋梁主線長度 3280 公尺，及匝道 6 處長 800 公尺，橋梁

總面積約 106,000 平方公尺，跨河主橋為三跨連續鋼橋面鈑箱型梁

橋，一般路段為 3~5 跨連續鋼箱梁橋。橋梁基礎採用全套管基樁，

於跨越基隆河段主橋基樁直徑為 2.0 公尺、長度達 90 公尺，一般段

則為 1.5 公尺、長為 55~80 公尺。橋梁使用總鋼重約 62,000 公噸。

((((二二二二))))高架橋梁設計高架橋梁設計高架橋梁設計高架橋梁設計

本工程依工址環境特性及結構特性，可區分成三個路段：「跨

越基隆河段」、「福國交流道段及洲美堤防段」及「磺港溪至大業

路段」等(圖三十二)。茲將各段特點詳述如下：

1.1.1.1.跨越基隆河段

本路段高架橋全長約 553 公尺，因配合快速道路設計線形曲率，

必須採斜交方式跨越基隆河，主橋橋型為三跨連續(126+168+126=420

公尺)鋼橋面鈑箱型梁橋，梁深為 3.2 公尺~6.4 公尺之拋物線變化斷

面，主跨 168 公尺為目前國內梁系鋼橋跨徑之最大者(圖三十四、圖

三十五)。

圖圖圖圖三十四三十四三十四三十四 跨跨跨跨基隆河基隆河基隆河基隆河主橋主橋主橋主橋施施施施工工工工

由於工程需於河中施工，且工期跨越防汛期，為避免施工妨礙

水流，採用平台船吊裝工法取代傳統施工便橋吊裝方式。另為能達

成本高架橋限期通車之目標，乃在橋墩墩柱尚未完成前，以臨時支

撐架自兩端向中間閉合方式吊裝鋼梁，上、下部同時施工，以達縮

短工期之目的(圖三十六、圖三十七)。

2.2.2.2.褔國交流道段及洲美堤防段

本路段高架橋主線續接前段，沿洲美堤防與堤防共構北行至礦

港溪止，主線全長約 1350 公尺。跨徑採用 50 公尺~77 公尺三~五跨

連續梁結構(圖三十八)。本段高架橋係沿著洲美堤防佈設，基礎與堤

防共構興建(圖三十九)，採用斜坡親水土堤設計，堤頂六公尺寬，並

規劃有自行車道、慢跑道及活動空間廣場，為台北市多增一處親水

堤防景觀。堤防內並佈設共同管道，完工後將為國內多功能之親水

堤防示範工程。

3.3.3.3.磺港溪至大業路段

本路段高架橋主線部分跨越磺港溪後，沿磺港溪西岸北行至承

德路口左轉西向下地銜接大度路長約 1530 公尺，另設置匝道跨越承

德路路口，銜接大業路，長度約 460 公尺(圖四十)。

本路段跨越磺港溪部分，採用三跨連續(110+150+110=370 公尺)

鋼橋面鈑箱型鋼橋，梁深 3.6~6.4 公尺(圖四十一)，一般段橋梁路徑

則採用 50~100 公尺之三跨連續鋼箱梁橋。

圖圖圖圖三十八三十八三十八三十八 洲美堤防段洲美堤防段洲美堤防段洲美堤防段高架橋工高架橋工高架橋工高架橋工程程程程

圖圖圖圖三十九三十九三十九三十九 洲美堤防段橋梁與堤防共構斷面洲美堤防段橋梁與堤防共構斷面洲美堤防段橋梁與堤防共構斷面洲美堤防段橋梁與堤防共構斷面

((((三三三三))))本工程之特點本工程之特點本工程之特點本工程之特點

本快速道路高架橋工程工期緊迫，工作項目複雜且數量龐大，

故本工程自開工日起，即需投入大量資源包括人力、材料、機具等，

積極趲趕。茲將本工程之施工特點略述如下：

1.本快速道路高架橋施工期間短，僅約 21 個月，為國內施工最

快速之橋梁工程。

2.跨越基隆河段之主橋基樁採用 2 公尺之大口徑尺寸，基樁施工

長度自施工構台起深達 104 公尺，亦為工程記錄。

3.由於本工程施工期限短，為縮短施工時間以期符合既定之完成

目標，經考量上部結構鋼箱型梁因採用鋼橋面鈑現場銲接，並採全

橋電焊拱度釋放方式辦理，於吊裝期間在橋墩處需預拱約 30 公分。

故上部結構可於橋墩墩柱及帽梁尚未完成時先行施作，以臨時支撐

架自兩端向中間閉合方式吊裝鋼梁，上、下部結構同時施工。

4.本工程全部採用鋼結構橋梁，跨基隆河主橋跨度 168 公尺為目

前國內跨度最大之鋼梁橋。本工程全部使用鋼重達 62,000 公噸，於

一年內完成製作及吊裝，其中平均月製件重量 10,000 公噸，平均月

吊裝重量 13,000 公噸，均創下國內最高紀錄。

六六六六、、、、結語結語結語結語

台北巿區鐵路地下化後，沿線道路呈現一個嶄新的局面，對於

都市的更新發展有很大助益。沿線道路埋設共同管道，也免除日後

挖掘道路的困擾，進而提升市民的生活品質。

高架橋與鐵路隧道、地下停車場或地下街等地下建築共構之特

殊構造方式，開創了國內工程之先例。都市高架快速道路與堤防共

構興建，對解決市區道路用地難求問題，提供良好參考模式。

在繁榮的巿區興建高架橋，施工中之交通維持極為重要，採用

鋼橋結構，對減少施工障礙、縮短工期、減低交通衝擊等有相當大

的幫助，且可因應共構工程複雜結構之需求，因此，鋼結構極適用

於市區高架橋之建設。

此外，都市跨河橋梁採造型優美的橋型，配合多變的燈光色彩，

更活化了都巿夜間景觀，進而達到創造地標的效果。

參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1)張荻薇，「台灣鋼橋之技術發展」，第二屆海峽兩岸及香港鋼結

構技術交流會，2001 年 11 月。

(2)陳欽銘、張荻薇，「台北市東西向快速道路(市民大道)及其相關共

構工程之規劃設計」，鋼結構會刊第 7 期，1998 年 1 月。

(3)莊武雄、張荻薇、馮怡園，「都市高架快速道路與地下構造共構

工程之建設與技術探討」，海峽兩岸城市規劃與建設學術會議，

1997 年 9 月。

(4)林樹柱、曾清銓、張荻薇，「台北市東西向快速道路暨鄭州路段

地下街工程之規劃設計與技術研究」，結構工程第 8 卷第 1 期，

1993 年 3 月。

(5)張荻薇、馮怡園、楊顯樑、歐怡蘭，「台北市基隆路正氣橋改建(含

麥帥一橋)工程」，結構工程第 17 卷第 4 期，2002 年 12 月。

(6)楊顯樑、歐怡蘭、林彥君，「台北市麥帥一橋工程施工」，土木

技術，2001 年 3 月。

(7)張荻薇、宋裕祺、張英發，「麥帥一橋之規劃與設計」，土木技

術，1998 年 10 月。

(8)張荻薇、馮怡園、宋裕祺、張英發，「單弦拱肋雙層鋼拱橋之結

構分析與探討」，第四屆結構工程研討會，1998 年 9 月。

(9)曾榮川、曾清銓、張荻薇，「雙層鋼拱橋之設計」，第三屆結構

工程研討會，1996 年 11 月。

(10)曾清銓、張荻薇、曾榮川，「環東基河快速道路跨越基隆河主橋

之規劃與設計」，中華技術第 31 期，1996 年 7 月。

台三線烏溪橋之重建設計

及後續補強設計

摘摘摘摘 要要要要

本橋位於省道台三線里程 210K+371跨越烏溪路段，為台中縣霧

峰鄉與南投縣草屯鎮之重要聯絡孔道。民國 88年發生 921集集大地

震，因逆衝斷層錯動造成舊有橋梁霧峰端(北端)落橋損壞，橋墩毀損

情形嚴重；而草屯端(南端)橋梁則破壞情形較為輕微。本橋復建工程

當時經仔細檢討及評估，於霧峰端橋段採上、下構全部改建；而草

屯端橋段採上構改建，使用自重較輕之連續鋼橋，下構 RC橋墩及沉

箱基礎則保留續用。本橋復建工程於 89年 4 月 11發包，同年 4 月

26日開工，於 90年 3 月 15日完工通車。惟為強化保留續用之橋墩

與沉箱基礎之耐震能力與均一耐震度，特進行耐震檢測、評估與補

強設計工作。本橋因部份下部結構保留續用，上構改建，在 921 災

後重建工程上是唯一的一座，其方式較為特殊，殊值為文分享。

本文將對烏溪橋復建工程之測量作業系統、路線佈置、橋梁跨

度配置、上下部結構設計，以及保留續用之橋梁檢測作業、耐震能

力評估、補強工法研選、耐震補強設計及橋基加固補強設計等作一

整體敘述，以供國內工程界未來災後橋梁重建設計之參考。

一一一一、、、、前言前言前言前言

民國 88年 921集集大地震，由於地震威力強大(地震規模

ML=7.3、震源深度 7.0公里)，且因帶動逆衝斷層活動，而產生嚴重

地表錯動，導致中部地區台三線部份橋梁斷落與崩塌，造成道路中

斷。為儘速恢復交通、協助災區復建，交通部公路總局乃緊急委託

中華顧問工程司(以下簡稱本工程司)進行台三線四座橋梁及投149線

一座橋梁等之緊急重建工程設計，而本烏溪橋即為其中之一。

由於重建時程緊迫，重建設計受到地震資料尚未蒐集完整、導

線控制測量樁位多遭破壞、地形產生重大變化、耐震設計規範尚待

第一結構部

組 長 林曜滄林曜滄林曜滄林曜滄

第一結構部

工 程 師 闕山仁闕山仁闕山仁闕山仁

修訂、限期通車及復建設計須於最短期限內完成等諸多限制條件

下，震害受損範圍及災損程度與重建內容均係以目視檢查方式研判

決定。經仔細評估後，重建設計之基本考量決採原橋址局部改建，

其原則如下：若舊橋橋墩及沉箱基礎未明顯損壞且沖刷裸露不大

者，儘量保留繼續使用；上構部分則全部改建，並設置高阻尼合成

橡膠支承墊(HDR)，以降低及分散地震力。為強化耐震能力與均一耐

震強度，保留續用部份列入後續耐震評估與補強設計計畫。

二二二二、、、、 原有橋梁概況說明原有橋梁概況說明原有橋梁概況說明原有橋梁概況說明

本烏溪橋位於台三線上，跨越烏溪，為連接霧峰及草屯之幹道，

原橋興建完工於民國 50年代(北上線)及 72年(南下線)，橋軸方向約

呈南北走向。橋梁總長為 624.5公尺，橋全寬 26公尺，主要跨徑為

34.84公尺，共 18跨，上部結構為預力混凝土 I 型梁。橋墩型式北上

線為壁式橋墩，南下線為單柱式橋墩，基礎型式皆為沉箱，南下線

沉箱直徑為 6 公尺(壁厚 90公分)深度 13~16公尺，北上線無原設計

資料可供查閱，經現場量測及參閱相關文獻 13、14，沉箱基礎其尺

寸約為 3.6公尺×9.3公尺。原橋平、立面圖參見圖一，斷面圖參見圖

二，原橋之基本資料參見表 1。

表表表表 1 1 1 1 原橋基本資料表原橋基本資料表原橋基本資料表原橋基本資料表

所在流域 烏溪 所在路線 省道台 3線

橋梁性質 河川橋 里程樁號 210K+371

所在縣市鄉鎮 台中縣霧峰鄉-南投縣

草屯鎮

竣工時間 72年 7月(南下線)

約 50年代(北上線)

橋橋橋橋 梁梁梁梁 相相相相 關關關關 資資資資 料料料料

設計載重 HS-20 橋梁總長(m) 624.5

橋軸走向 N10°E 總橋孔數 18

橋梁淨寬(m) 25 跨度配置(m) 2@40、13@34.84

2@31.36、1@28.74

結構型式 簡支梁 支承型式 橡膠薄板支承墊

大梁型式 I 型梁 大梁材質 預力混凝土

墩柱型式 南下線 T 型、北上線壁式 墩柱材質 鋼筋混凝土

伸縮縫 鋸齒型 基礎型式 沉箱基礎

橋台型式 懸臂式 橋台基礎 A1.沉箱基礎 A2.直接基礎

翼牆型式 懸臂式 防止落橋裝置 混凝土止震塊、防震拉桿

921 地地地地 震震震震 相相相相 關關關關 資資資資 料料料料

鄰近之地震

監測站(地點)

(1)TCU065(霧峰國小)

(2) TCU071(雙冬國小)

(3) TCU075(草屯國小)

測站位置之

經緯度

(1)24。03.54’N, 120。41.46’E

(2)23。59.16’N, 120。47.29’E

(1)24。59.01’N, 120。40.67’E

震度 (1)6 (2)6 (3)6

東西向地表加

速度峰值(gal)

(1)774.42 (2)517.82 (3)325.34

垂直向地表加

速度峰值(gal)

(1)257.8 (2)415.54 (3)223.88

南北向地表加

速度峰值(gal)

(1)563.22 (2)639.00 (3)257.32

鄰近斷層之走向 通過 P2~P3之間 橋址相對於震

央的距離(km) 21.5

河河河河 道道道道 相相相相 關關關關 資資資資 料料料料

河床地質 表層卵礫石層、下覆泥頁

岩及砂岩層 緊臨山壁 無

橋基保護工型式 無 鄰近上下游之

其他構造物 無

低水治理 無 護岸設施 有

三三三三、、、、橋梁震害情形橋梁震害情形橋梁震害情形橋梁震害情形

(一一一一)上部結構震害上部結構震害上部結構震害上部結構震害

霧峰端落橋者有北上線第一、二跨，而南下線橋面變形、下陷、

側移破壞嚴重，致多跨胸牆、伸縮縫及鉸接版破壞。草屯端北上及

南下線橋面有不均勻沉陷，鉸接版開裂，路面縱坡不平順，其損壞

較輕微。北上線第一、二跨預力梁掉落地面損壞；第三跨端橫梁破

壞，外梁斷裂；第九跨預力梁下緣混凝土剝落，鋼筋外露；第十跨

預力梁底之混凝土支承墊斜向開裂。詳細損害情形見表 2及照片一、

照片二、照片三。

照片一 北上線第一、二跨落橋

照片二 南下線橋面嚴重下陷傾斜

表表表表 2 2 2 2 上部結構損壞情形調查表上部結構損壞情形調查表上部結構損壞情形調查表上部結構損壞情形調查表

橋跨編號 損壞情形(北上線) 損壞情形(南下線)

S1 落橋 下陷、側傾嚴重

S2 落橋 下陷、側傾嚴重

S3 外梁及端隔梁破壞、伸縮

縫錯開 18cm 下陷、側傾嚴重

S4 鉸接版擠壓變形 下陷 30cm、側傾

S5 鉸接版損壞嚴重 鉸接版損壞嚴重

S6 伸縮縫突起 1cm 伸縮縫突起錯開 4cm

S7 伸縮縫，胸牆損壞嚴重 鉸接版損壞嚴重、胸牆擠

壓損壞

S8 伸縮縫錯位，胸牆損壞嚴

重 鉸接版損壞嚴重、胸牆擠

壓損壞

S9 梁底破裂、鋼筋外露 伸縮縫輕微錯位

S10 鉸接版開裂嚴重、胸牆擠

壓 交接版損壞嚴重、胸牆擠

壓損壞、下陷 0~23cm

S11 鉸接版開裂嚴重、胸牆擠

壓 鉸接版損壞嚴重、胸牆擠

壓損壞、下陷 23cm、側移

0~12cm

S12 伸縮縫輕微錯位 伸縮縫輕微錯位、側移

12~25cm

S13 鉸接版開裂 鉸接版開裂、側移

25~35cm

S14 鉸接版開裂嚴重 鉸接版開裂嚴重、側移

0~35cm

S15 鉸接版開裂嚴重 鉸接版開裂嚴重

S16 鉸接版開裂 鉸接版開裂

S17 鉸接版開裂 鉸接版開裂

S18 鉸接版開裂 鉸接版開裂

(二二二二)下部結構震害下部結構震害下部結構震害下部結構震害

南下線 P1、P2、P4、P5、P7、P8橋墩及 P3沉箱破壞較嚴重；

P11、P13橋墩有水平裂縫；A1 橋台護坡、翼牆開裂。北上線 P3橋

柱水平開裂；P9、P11橋柱有水平裂縫。詳細損害情形見表 3、表

4 及照片四、照片五、照片六。

表表表表 3 3 3 3 沉箱損壞及裸露情形調查沉箱損壞及裸露情形調查沉箱損壞及裸露情形調查沉箱損壞及裸露情形調查

橋墩(橋

台)編號

沉箱深度(M)

(北上線)

沉箱深度(M)

(南上線)

沖刷裸露深

度

(M)

損壞情形

A1 － 16 0 －

P1 15 16 1 －

P2 15 16 2 傾斜

P3 － 14 3.0 剪力裂縫斷裂

P4 9.5 14 7.5 傾斜

P5 10 13 7.5 －

P6 10 13 6 －

P7 10 13 6 －

P8 9.2 13 7.5 傾斜

P9 － 13 7.5 水平裂縫(施工

縫)

P10 9.0 13 1 下陷 23公分

P11 8.5 13 1.5 輕微傾斜

P12 6.5 13 2 輕微傾斜

P13 8.5 13 0.5 輕微傾斜

P14 10.0 13 0.5 －

P15 － 13 0.5 －

P16 8.5 13 2 －

P17 11 13 2 －

A2 － 13 0 －

註：1.南下線沉箱直徑 6公尺。

2.北上線沉箱深度係查閱文獻 13，其尺寸及深度無設計資料可參考。

3. P3、P9、P15北上線沉箱為日據時代之吊橋沉箱保留下來，其深度不可考。

4.A1、A2 北上線橋台為擴展基腳基礎。

表表表表 4 RC 橋墩損壞情形調查表橋墩損壞情形調查表橋墩損壞情形調查表橋墩損壞情形調查表

橋跨編

號 損壞情形(北上線) 損壞情形(南下線)

A1 背牆、翼牆明顯裂縫 －

P1 － 剪力裂縫嚴重

P2 － 剪力裂縫嚴重

P3 水平裂縫嚴重(20cm裂寬) －

P4 － 水平裂縫嚴重(15cm裂寬

P5 － 剪力裂縫嚴重

P6 － －

P7 － 剪力裂縫嚴重

P8 － 剪力裂縫嚴重

P9 水平裂縫(裂縫寬 3~5cm) －

P10 RC支承墊斜向開裂 －

P11 水平裂縫 水平裂縫(裂縫寬

0.2~0.5cm)

P12 － －

P13 － 水平裂縫(裂縫寬 0.4cm)

P14 － －

P15 － －

P16 － －

P17 － －

A2 － －

註：南下線舊有橋墩混凝土設計強度=210kg/cm2，橋墩箍筋 13ø@20

照片四 南下線 P1、P2橋墩斷裂

照片五 北上線 P3橋墩斷裂

照片六 南下線 P5橋墩斷裂

四四四四、、、、復建設計原則復建設計原則復建設計原則復建設計原則

88年 10月進行復建設計時係以交通部 84年 1 月頒布「公路橋

梁耐震設計規範」之地震一甲區(對應之地表水平加速度為 0.33g)為

基準進行耐震設計，並增加綜合性之耐震對策。為有效降低上部結

構靜載重，減少地震時之慣性力，並兼顧縮短復建施工時程，上部

結構採用連續鋼 I 型梁，橋面採用鋼浪鈑配合混凝土橋面版系統；為

提高橋梁之贅餘度，採用多跨連續橋梁結構；為降低及分散地震力

於各橋墩，採用具有優良工程實績之彈性隔減震支承；橋梁結構採

用韌性設計，增加橋梁非彈性變形之能力，以吸收地震能量；對於

強化防止落橋裝置部份，則採用多重具耐衝擊性之止震塊及防落拉

桿，並加長防落長度。

五五五五、、、、細部設計說明細部設計說明細部設計說明細部設計說明

經初步設計詳細評估後，擇定重建工程之範圍及原則，重建採

用之方案如下：全橋上部結構改建為多跨連續鋼梁橋，下部結構橋

墩及基礎則部分新建、部分保留，以符合輕量化、連續化，提高橋

梁耐震能力，撙節復建工程費用，縮短工期，使橋梁完工後全橋之

外觀具一致性，對於未來橋梁維護及管理也趨於單一化。以下根據

重建之方案進行細部設計，茲簡述於后。

(一一一一)測量作業系統測量作業系統測量作業系統測量作業系統

基於地震所引發三角點及水準點之座標及高程之不確定性，係

以 GPS衛星測量定位系統作為測量之依據，測量依 WGS84自求 N,E

座標值，並換算為 1967GRID二度分帶之座標值，供橋梁測設使用。

並規定施工前應由施工單位採用 GPS檢測主要點位，符合精度需求

後再引用作為放樣測量之根據，水準高程亦以 GPS 參考點為基準。

(二二二二)路線佈設路線佈設路線佈設路線佈設

基於台三線路線資料闕失，故將依據 GPS所測中心座標及高程

資料，進行最適平、縱面線形佈設，作為橋梁設計使用及引道端或

相關其他標別參考。平面線形將配合橋梁復建計畫，盡量符合原有

之設計線形，並與兩端引道段既有線形相銜接。縱面線形依橋梁復

建方案，微調舊有橋梁高度，引道部份則順接既有路面。主橋段甚

為平順，霧峰端 K 值(豎曲線參數)為 51及 86；草屯端引道段受到地

層隆起之影響須配合調整接順，K 值約為 39。依據平、縱面線形及

GPS各測點資料，本橋梁及引道段之復建以設計速率 70KPH及最大

超高 emax=8%辦理設計。

(三三三三)橋梁沖刷分析橋梁沖刷分析橋梁沖刷分析橋梁沖刷分析

採用三種清水沖刷經驗公式計算，並採其平均值作為橋墩局部

沖刷深度之依據；另考慮長期沖刷趨勢，和依據公路排水設計規範

計算設橋後可能之河道束縮沖刷，作為橋墩基礎深度設計之依據。

惟因設計時程緊迫，地震後地形地貌變動極大，又無地震後之相關

河道實際斷面測量資料，故相關資料參考前台灣省水利局民國八十

年三月編訂之「烏溪水系治理基本計畫」中之水理參數為依據，經

推估河床最大可能沖刷深度達 17公尺。

(四四四四)基礎工程基礎工程基礎工程基礎工程

1.工址地質概況

根據公路總局「台三線烏溪橋改建工程」竣工圖(民國 72 年)之

「烏溪橋沉箱下沉表」顯示，工址地表下 10~15公尺內幾乎均為卵

礫石層，含少量粉土質砂，15 公尺以下大多為泥岩。參考經濟部中

央地調所之「車籠埔斷層調查研究-地質調查」顯示烏溪北岸地表下

0~5公尺為河階砂及礫石，5~8公尺為風化細砂岩，8 公尺以下皆為

細砂岩或泥岩。本工程另進行補充鑽探工作；共施鑽 4 孔，計 127

公尺，由北往南共四孔，其中 BH-1、BH-2二孔分別施鑽 30、40公

尺，均為卵礫石，靠近河道中央 BH-3、BH-4 二孔分別施鑽 30、27

公尺，岩盤約在地表下 10.5公尺。

2.橋梁基礎型式評估

烏溪橋原有基礎型式為直徑 6 公尺(壁厚 90 公分)、深度 13~16

公尺之沉箱基礎，評估烏溪橋工址地質現況，全套管基樁或開口式

沉箱均適用於此類地層。基於施工進度及現地卵礫石層粒徑之考量

下，本工程以採用全套管基樁，並考量河流沖刷之影響及施工難易

度，設計採用基樁樁徑 1.5公尺，深度 25公尺。

(五五五五)橋梁跨度配置橋梁跨度配置橋梁跨度配置橋梁跨度配置

全橋總長為 634.5 公尺，新橋橋跨避開舊有墩位、橋台及深槽

區，經檢討後配置為十六跨，分成四個單元。第一單元：40 + 51.5 +

46 + 55 + 42M；第二單元：42 + 54.8 + 34.8 + 25.34M；第三單元：3@

34.8M；第四單元：2 @34.8 + 28.94 + 40M，其中第三、四單元係沿

用舊有橋墩，故跨徑較短(詳見圖三)。

(六六六六)橋梁上部結構橋梁上部結構橋梁上部結構橋梁上部結構

上部結構設計活載重採 HS-20-44提高 30%，上部結構採用鋼 I

型梁橋，梁深 2.0公尺，北上及南下線橋面各為全寬 13公尺，各配

置六根鋼梁，間距為 2.08公尺，橋梁最大跨度 55公尺。橋面版以浪

形鋼鈑作為底模設計，上鋪設 RC面版，以縮短橋面施工時程，增加

橋面施工安全。

(七七七七)橋梁下部結構橋梁下部結構橋梁下部結構橋梁下部結構

新建橋墩部分採 RC框架式橋墩共 17座(橋墩編號 P1’~P8’每墩

兩座及北上線 P15橋墩一座)，墩柱為 2.4公尺直徑之圓形柱，並外

包覆防撞鋼鈑。舊有保留之 RC單柱橋墩共 13座(橋墩編號 P11~P17

每墩兩座，但不含北上線 P15橋墩一座)，經原地檢查、修復，P11、

P14墩帽配合伸縮端帽梁所需寬度，以植筋方式加寬及新設 RC支承

墊，其餘橋墩配合鋼梁位置及高程以植筋方式新設 RC支承墊。橋台

部分新建橋台一座(橋台編號 A1’)，舊有保留之橋台一座(橋台編號

A2)，配合橋面高程及防落長度加長等因素，背牆、局部牆身敲除改

建。新建橋墩基礎採 1.5公尺直徑之 RC 基樁，基樁長 25 公尺。原

橋復建後斷面配置如圖四。

六六六六、、、、復建橋梁耐震安全性檢核驗證復建橋梁耐震安全性檢核驗證復建橋梁耐震安全性檢核驗證復建橋梁耐震安全性檢核驗證

本復建工程之設計因為時程緊迫，且當時尚未取得地震反應

譜，故設計時係採靜力法進行分析。為進一步了解本復建橋梁之動

力行為及檢核耐震安全性，後續重新根據橋址附近霧峰國小測站

TCU065之地震歷時資料之反應譜(PGA=774.9gal)如圖五，考量隔減

震支承之消能效應，對第二單元五跨連續鋼橋(橋墩 P5~橋墩 P9)進行

動力分析，其中整體結構於行車向之複合阻尼比採 13%。經分析橋

墩墩底斷面力如圖六所示，若再遭受如 921同樣大小之地震力作用，

隔減震發揮功能後，橋體會進入非線性行為，惟其塑性變位尚小於

非彈性容許變位，亦即其耗用之韌性尚在容許韌性範圍內，仍屬安

全。

圖圖圖圖五五五五 東西向水平加速度反應譜東西向水平加速度反應譜東西向水平加速度反應譜東西向水平加速度反應譜

圖圖圖圖六六六六 烏溪橋耐震安全檢核結果示意圖烏溪橋耐震安全檢核結果示意圖烏溪橋耐震安全檢核結果示意圖烏溪橋耐震安全檢核結果示意圖

七七七七、、、、橋梁檢測作業結果橋梁檢測作業結果橋梁檢測作業結果橋梁檢測作業結果

如同前述，為使全橋具均一之耐震強度並強化其耐震能力，因

此對於下部結構續用部分，本工程司基於設計工作之全盤一致及連

貫性，於 90 年至 91 年間經評選獲委辦本橋之耐震評估及補強設計

計畫。以下說明耐震評估前之橋梁檢測作業執行結果。

(一一一一)目視檢測結果目視檢測結果目視檢測結果目視檢測結果

1.橋墩

帽梁情形大致良好，部份帽梁底部有水漬情形及輕微刮傷。墩

柱混凝土輕微蜂窩及刮傷，大致良好，惟 P13S橋墩有傾斜現象。

‧P13N橋墩帽梁輕微刮傷，底部有水漬、橋墩有輕微蜂窩現象。

‧P13S橋墩柱傾斜約 2.5%。

‧P14N橋墩帽梁底部水漬。

‧P16S橋墩輕微刮傷及輕微蜂窩。

‧P17N橋墩柱有輕微蜂窩。

‧P17S帽梁底部有水漬情形，局部鋼筋外露。

2.基礎

各橋墩基礎裸露約 0~1.75M，且無保護措施。另外 P12N橋墩基

礎混凝土有輕微剝落。

3.橋台及引道

A2 橋台南下側翼牆有水漬情形。

(二二二二)特殊儀器檢測結果特殊儀器檢測結果特殊儀器檢測結果特殊儀器檢測結果

1.混凝土鑽心取樣抗壓強度方面，依目前試驗結果顯示 12 處試

體抗壓強度最低為 283kg/cm2，均較設計值 210 kg/cm2為高。

2.混凝土中性化的試驗結果，最深為 2.9cm，均小於保護層厚度，

因此混凝土對鋼筋尚有保護作用。

3.裂縫檢測結果，未發現顯著之裂縫。

4.氯離子含量試驗結果顯示，各位置溶度均小於 0.004%，換算

成重量百分比溶度則均小於 0.096kg/m3，小於標準值 0.3kg/m3。

5.鋼筋腐蝕電位檢測結果顯示 P17N及 P17S部份墩柱下方有較

大的腐蝕潛能機率；此外 P14N的帽梁，由測試結果顯示亦有輕微的

腐蝕潛能，目前在各檢測位置均沒有發現任何鋼筋銹蝕現象及所造

成的破壞。

6.保護層厚度檢測顯示，大部份墩柱保護層厚度都在 10cm 以

上，最少的部份也有 5.3cm均大於設計值。

7.鋼筋間距檢測顯示，南下線橋墩主筋、箍筋間距皆與設計值相

當接近。

八八八八、、、、橋梁耐震能力評估橋梁耐震能力評估橋梁耐震能力評估橋梁耐震能力評估

(一一一一)橋梁耐震能力評估流程橋梁耐震能力評估流程橋梁耐震能力評估流程橋梁耐震能力評估流程

橋梁耐震能力評估，係依交通部頒布「公路橋梁耐震設計規範」

(民國 84年 1月)及交通部 89.4.7交技 89字第 003577號函修正內容，

採用其正規化加速度反應譜係數、結構系統地震力折減係數、工址

水平加速度係數，以及韌性設計之要求來計算橋梁的強度與韌性。

並參考交通部 87年 9月之「橋梁耐震補強準則」研究成果，及國內

外耐震能力評估補強相關規範及文獻進行相關評估及補強工作。而

在分析評估時所使用資料之原則，在安全考量下依一般橋梁耐震評

估慣例，若採用檢測所得之資料進行評估，較原設計資料來得安全

保守，則採用檢測資料，否則須採用原設計資料。

評估時須涵蓋各種可能之破壞模式，包括根據強度、韌性所推

估之破壞模式，以及落橋、土壤液化和基礎破壞模式。對耐震能力

不足部份予以補強，以提高其耐震能力，相關評估流程詳見圖七。

(二二二二)橋梁結構之模擬橋梁結構之模擬橋梁結構之模擬橋梁結構之模擬與分析與分析與分析與分析

橋梁幾何形狀之模擬如圖八所示，其中除上部結構重心線至墩

柱頂端以剛性元素模擬外，其餘皆以實際尺寸、勁度之梁柱元素模

擬，並以適當彈性模數之水平桿件模擬隔震支承水平勁度。此外，

為模擬橋面版之剛性，於主梁、橫梁間加入斜撐元素，橋墩底部則

依據文獻 11之方式輸入土壤基礎互制彈簧，以模擬沉箱基礎。

因橋墩現場鑽心試體之混凝土抗壓強度大於原設計值，故分析

時橋墩混凝土材料強度參數採用原設計值(即'cf =210kg/cm2)為依

據；橋墩混凝土保護層厚度則以檢測結果之最大厚度 11cm作為輸入

參數；其他材料參數如鋼梁結構、鋼筋及橋面版混凝土等皆以設計

值為主。此外，依據實際使用之支承彈性模數-應變(E-ε Curve)資料

曲線，定義高阻尼合成橡膠支承墊(HDR)之非線性行為。

在地震載重方面，則是依交通部部頒耐震設計規範之規定輸

入，依規範本區工址屬於地震甲區(Z=0.33)，橋梁種類屬於地震後仍

須維持機能之重要性橋梁(I=1.2)；地盤種類依「公路橋梁耐震設計規

範」計算屬於第一類地盤。

本橋分析方法概述如下：於規範地震力作用下，模擬 HDR 支承

之水平桿件先輸入假設之彈性模數，整體結構經有限元素法計算

後，可求得各支承之水平變位。依據支承的彈性模數-應變資料曲線，

可得相對應之支承水平桿件彈性模數，然後再次以該彈性模數輸

入，並重新依有限元素法計算，經多次迭代後，可求得收斂時之支

承位移與作用力，以及橋梁結構節點變位與桿件斷面力。相關分析

結果，請詳見八、(四)節第 1項之說明。

圖圖圖圖七七七七 耐震評估流程耐震評估流程耐震評估流程耐震評估流程圖圖圖圖

基本資料

耐震強度評估

綜合性之耐震對策

結構破壞模式分析

公路橋梁耐震設計規範及

交通部 89.4.7修正之資料

工址地質、橋梁尺寸、配

筋、材料強度 現場檢測資料

橋梁結構系統模擬

建立結構分析模式

耐震補強建議

土壤液化破壞 落橋破壞 構件強度、韌性破壞 基礎強度與穩定度

橋址附近強地動記錄

資料及本橋震害模式

(三三三三)沉箱基礎結構之模擬與分析沉箱基礎結構之模擬與分析沉箱基礎結構之模擬與分析沉箱基礎結構之模擬與分析

整體結構經由上述之分析後，橋墩柱底部傳下之軸力、剪力與

彎矩仍須使基礎結構保持穩定，構材也維持在彈性，未達到其極限

強度。沉箱基礎檢核分析之結構模式如圖九所示。

首先要計算與沉箱側壁垂直向之水平地盤反力係數 HK 及極限

支承力 PEσ ，由文獻 9，計算如下：

4

3

0 )30

(−

= HHkH

BkK α

(1)

00 30

1EkH α=

(2)

其中

kα：無背填灌漿用 1.0，有背填灌漿用 1.5；

0E：等於 25N；

α ：地盤反力係數推估用係數，地震時用 2.0；

HB ：與水平側向載重方向正交之等值基礎寬度( cm )。

極限支承力 PEσ 之計算，係以地震時之被動土壓力為準，計算如下：

PEPEzPE KcK 2' += σσ (3)

2

2

coscos)sin()sin(

1cos

cos

+−−

=

αδαφδφδ

φ

E

EE

PEK

(4)

式中

'zσ ：地下 z 深度處有效垂直覆土壓力

2/ mt f ；

c：土層之凝聚力( 2/ mt f )；

φ ：土層之有效摩擦角( o )；

Eδ ：地震時之沉箱壁面與地層間之摩擦角，取 6/φ− ；

α ：地表面與水平面之交角。

沉箱底面垂直向地盤反力係數 VK計算如下：

4

3

0 )30

(−

= VVV

BKK

(5)

00 30

1EKV α=

(6)

式中 VB為沉箱底面積之等值寬度 ( cm )，圓形時為直徑。圖九

採用之彈簧勁度值為式 (5) 之 VK乘上對應之底面積後之值。

垂直極限支承力 uq計算如下：

rqfcu BNNDcNq 12 5.0 βγγα ++= (7)

式中

1γ ：基礎底面下土壤之有效單位重( 3/mt f )；

2γ ：基礎底面以上土壤之平均有效單位重 ( 3/mt f )；。

B ：基礎寬度；

fD：基礎之有效埋置深度；

α ， β ：基礎底面形狀影響因素。

rqc NNN ,,：支承力因素。

沉箱底面壓在地層上，亦有其水平向地盤反力係數 SK，計算如下：

VS KK 3.0= (8)

沉箱底面摩擦阻力極限值 fR計算如下：

δtanNR f = (9)

其中 N 為作用於基礎版底面之有效垂直載重，δ 為基礎版底面

與地層間之摩擦角，其值見文獻 9。

圖九結構模式中，沉箱以梁元素模擬，與沉箱側壁垂直之水平

地盤反力係數 HK 乘以涵蓋面積後得彈簧勁度。沉箱若因沖刷以致土

層面下降，該段之彈簧勁度為零。沉箱底以多段剛性元素由中心往

左右延伸，下置垂直彈簧，其值為 VK乘以涵蓋之面積。上述彈簧均

具彈塑性，達極限強度後進入塑性範圍。此外，沉箱底之垂直彈簧

為不可拉彈簧，如發現其受拉，則應去除。

根據文獻 10，結構分析結果如全部符合下列規定，可判定穩定

性沒有問題。

台灣地區跨河橋基開挖臨時擋土設施問題

及對策之探討

摘摘摘摘 要要要要

為維持水流通暢及河道穩定，水利暨河川主管機關頒布「跨河

建造物設置審核要點」，以審核新建或改建之各種跨河建造物基礎

底部高程位置，而為遵循該審核要點之“橋墩底部高程設計應參考

河床一般沖刷及局部沖刷深度，以及河川變化等因素妥為考量，其

高程應低於實際河川斷面最低點及計畫河床高，但……”之要求，

致跨河建造物基礎位置常會深達地表面以下約 10~20 公尺之間。經數

值方法分析該種基礎設計構築深度狀況下，臨時性開挖擋土設施擋

土、擋水壁體所需之斷面及勁度頗大，致使台灣地區以往常用之臨

時性擋土鋼板樁(SP-III 型及 SP-IV 型)勁度有不敷使用之慮。

基於台灣地區既有之臨時擋土構材鋼板樁型號的限制，本文乃

藉由二則實際跨河構造物基礎工於乾河床及臨海區之工程設計案

例，考量地質條件、工期、河床高低、時效性及法規限制等，研選

適當型號之臨時性擋土構材鋼板樁。經整體評估結果，於乾河床可

使用大型號鋼板樁(SP-VIL)；而於臨海區時則可採用大型號鋼板樁

(SP-VIL)或鋼管樁，或採鋼版樁型號 SP-IV 輔以雙層圍堰工法較為適

當。

一一一一、、、、前言前言前言前言

台灣中南部地區河川砂石是長期以來各項建設砂石料之重要來

源，由於河川砂石過量開採及防汛期暴雨之影響，使得河川水流湍

急、河床沖刷劇烈，以致河床深度日益加深，堤防設施、護岸等之

安全性遭受嚴重威脅。為維護水流通暢及河道穩定，河川主管機關

乃於 92.03.03 新頒「跨河建造物設置審核要點」，對於計畫在中央河

川新建或改建各種跨河建造物須提出申請，並依該要點辦理審核。

按該審核要點規範新建或改建之各種跨河建造橋梁之長度、高度、

跨徑配置、橋墩基礎底高程、墩柱型式，及考慮河川日後可能受沖

刷深度等之設計限制。其中對於橋墩基礎底部之要求，規定應參考

地 工 部

工 程 師 楊式昌楊式昌楊式昌楊式昌

地 工 部

工 程 師 林士誠林士誠林士誠林士誠

河床一般沖刷及局部沖刷深度，以及河川變化等因素妥為考量，其

高程應低於實際河川斷面最低點及計畫河床高。因此，常遭遇到新

建之橋墩基礎將座落於既有河床面下 10~20 公尺之間，以致在現實狀

況及施工時效性之考量上，深開挖臨時擋土設施構材之選用常造成

設計者的困擾。

本文將藉由實際工程設計案例來探討台灣地區對於跨河橋基開

挖臨時擋土設施之選用，除需滿足具高勁度、工易性、水密性及可

拔除性等功能外，尚需避免於洪汛期施工，且需能快速取得而加以

考量。

二二二二、、、、工程設計案例概述工程設計案例概述工程設計案例概述工程設計案例概述

河川橋梁基礎受河水沖刷、淘空之影響，使既有的樁基礎懸露

於河床面上，經年累月後導致基樁周圍之覆土減少，同時無支撐長

度亦增加，以致樁身摩擦力降低而無法承受上部荷重，並因樁基裸

露而減少河川之通水面積。因此，對於重建或改建之橋梁基礎版在

滿足「跨河建造物設置審核要點」為維護水流通暢及河道穩定要求

下，須降至較為堅實、不易受沖刷之地層中，所要開挖之深度將達

河床面下 16~20 公尺，如此之跨河橋基開挖所採用之臨時擋土設施必

須謹慎評估。而下列二則設計實例將說明非防汛期時位於乾河床區

與臨海區橋梁基礎之現況，並探討此二則實例所研選擋土設施之考

量因素。

((((一一一一))))乾河床區乾河床區乾河床區乾河床區[1][1][1][1]

1.1.1.1. 基樁裸露概述

本橋址處之河床於西元1990年7月以後即逐年下降，至西元1996

年 4 月時已接近容許安全沖刷深度(如照片一所示)，而位於主要行水

區間之橋基 P8~P10 裸露深度約為 2~3 公尺，其中 P9 及 P10 甚至裸露

達 6~8 公尺。西元 1996 年 7 月 31 日賀伯颱風侵襲期間，帶來驚人的

雨量，並造成約 20 年洪水頻率之降水，經統計資料顯示，該次颱風

帶來本河川最大流量約 168000cms，因而造成橋基 P8~P13 嚴重裸露

達約 6.3~9.3 公尺，部份橋基如 P9 則因遭流木撞擊而導致基樁斷裂(如

照片二所示)。西元 1997 年之洪汛期與 1998 年 3 月之豪大雨，河床

持續被刷深，橋基 P15 更裸露達 15 公尺(如照片三所示)。本橋之歷

年河床高程變化如圖一所示。

2.2.2.2. 地質狀況

本橋址處於非防汛期時為乾河床，自地表下 0.0 公尺~40.0 公尺

間之地層主要是由礫石、沉泥質粘土及砂所組成，自地表面由上而

下大致可分為 4 個次層，各次層之土壤性質如表 1 所示。

圖一 乾河床區橋梁基礎歷年河床高程變化圖

表 1 乾河床區重建橋墩橋址地質狀況

深度(公尺) 土壤性質 N

0~5 砂夾礫石 4~10

5~17 沉泥質粘土 15~20

17~33 沉泥質砂偶夾砂礫石 20~35

33~40 粘土夾薄層砂 24~35

3.3.3.3. 限制條件

本橋址處之河道面頗為寬廣，降雨時河床水位急遽上升且範圍

大，平日之地下水位僅在河床面下 0.5 公尺左右，既有基礎版底面高

程 EL.16 公尺，二側高灘地高程 EL.19 公尺，倘二側高灘地之新設基

礎版底面高程依「跨河建造物設置審核要點」規定，則應座落在 EL.3.0

公尺，基礎開挖深度將達 16.0 公尺。因此，在施工安全考量上，乃

希望於非防汛期間施作，以避免河床水位之急遽升高影響開挖作業

安全。

((((二二二二))))臨海區臨海區臨海區臨海區[1][1][1][1]

1.1.1.1.基樁裸露概述

本橋建於西元 1976 年，橋墩基礎位於河床下約 0.0~2.0 公尺之間

(如 P26，照片四)，部份位於高灘地上。十餘年來，因砂石業者於主

河道及灘地附近大量利用抽砂船進行深層抽砂、採砂，破壞河川平

衡調整機制；同時又因歷年洪水沖刷河道之結果，主河道逐漸擴大

而河床刷深情形亦更為嚴重，直至賀伯颱風沖刷後，最深河槽區之

沖刷深度已達 10.0~13.0 公尺。本橋之歷年河床高程變化如圖二所示。

圖二 臨海區橋梁基礎歷年河床高程變化圖

2.2.2.2. 地質狀況

本工址地層屬近世沖積層，主要係由粉土質細砂及卵礫石組

成，自地表面由上而下 0.0 公尺~40.0 公尺間大致可分為 4 個次層，

各次層之土壤性質如表 2 所示。

3.3.3.3. 限制條件

本橋址位於河川臨海口處，水流湍急，每日潮水位差高達 4 公

尺(高潮水位 EL.2.8 公尺，低潮水位 EL.-1.2 公尺)，最深河床面在

EL.-12.0 公尺，既有基礎底面 EL. -0.3 公尺，為符合「跨河建造物設

置審核要點」規定，新設基礎版底面須位於 EL.-16 公尺。因此，自

高潮水位 EL.2.8 公尺(另須加計壅水高 1.2 公尺)至新設基礎版底面所

需之臨時阻水設施高度約為 20 公尺。

表 2 外海區橋墩重建橋址地質狀況

深度(公尺) 土壤性質 N

0~12 粉土質細砂 2~9

12~20 砂質粉土偶夾粘土 10~20

20~40 粉土質細砂夾粗中細砂 20~45

>40 卵礫石 >100

本工程新建橋梁基礎因位於河川臨海口水位面以下，河床面以

下 12 公尺內為粉土質細砂層，標準貫入試驗 N 值在 2~9 之間，具有

發生液化現象之潛能。而後續之開挖過程中，因考量採用乾式施工，

故選用之臨時擋土設施須就開挖區內外之土、水壓力平衡來考量貫

入深度，同時亦須檢核砂湧之影響及擋土設施之承壓性。

三三三三、、、、臨時擋土設施佈設之考量臨時擋土設施佈設之考量臨時擋土設施佈設之考量臨時擋土設施佈設之考量

本文所舉二則設計實例之最深開挖深度為 16~20m，爲防止因開

挖後產生之側向土壓力過大而造成擋土結構物之破壞，設計時須考

量採用較大勁度之擋土設施。本節將依據上述之設計實例，針對臨

時擋土設施於設計時之考量因素加以探討；同時也將可能採用之擋

土設施與開挖方式做一整體評估。

((((一一一一))))臨時擋土設施之設計考量臨時擋土設施之設計考量臨時擋土設施之設計考量臨時擋土設施之設計考量

本文所舉二則設計實例之新設橋墩基礎開挖深度有多處深達 16

公尺以上，在考量開挖穩定分析如開挖面底部隆起、滲水及砂湧現

象等之檢核結果，所需採用之擋土設施長度約需達 30 公尺，在需考

量採用之擋土設施須達高勁度、工易性、止水性、臨時性及可移除

性等條件下，可供使用之擋土構材並不多，雖然一般較深開挖工程

之擋土設施大多採用連續壁，不僅止水性佳，又可兼作永久性設施，

惟本工程之橋墩基礎施工擋土設施僅係臨時性，基礎面以上之永久

性擋土設施均因水利相關法規之規定而無法留用，故較為可行之擋

土設施應採用可拔除之鋼板樁似為較佳之選擇。

惟經數值分析結果顯示，如此之深開挖將使擋土壁承受 90 噸-

公尺/公尺以上之彎矩，已超過台灣地區目前工程界經常選用之可拔

除性臨時擋土設施鋼板樁型號 SP-IV 承受彎矩(約 45 噸-公尺/公尺)。

因此，若考量自既有河床面向下開挖，而採用鋼板樁做為擋土設施，

其構材之須提高至型號 SP-VIL，或採用勁度較大之鋼管樁。目前台

灣地區並無自製鋼板樁或鋼管樁而需仰賴進口，其所花費之時間較

長，成本亦將提高許多。在此因素之限制下，對於本文案例所使用

之擋土結構物將有如下之考量：

1.1.1.1.乾河床區

受河床沖刷後變更設計之新設橋墩基礎工址，因河床之地下水

位較高，內支撐系統之側向擋土壁若採用一般之 H 型鋼配合橫板條

方式，將不足以阻卻地下水滲入及土砂滲漏至開挖基地內，若配合

採用深井抽水方式克服之，則需極大規模之抽水設施；且工址受抽

水影響之範圍亦較大，恐因抽水之故，引致兩岸民宅與未重建既有

橋墩基礎之危害，故本方式不建議採用，而選用止水性較佳之鋼板

樁擋土設施，若在水利單位同意下，則可配合地表降挖之方式予以

施作。

2.2.2.2.臨海區

受河床沖刷後變更設計之新設橋墩基礎開挖工址，若計入河道

面至河床面之水深與壅水高，則在河道面下之施工深度均大於 16 公

尺。因工程工址近河川臨海口處，需在水中施工，因水深較高，以

致水壓亦較高，為顧及施工過程中可能發生之溪水暴漲影響水壓上

升、工易性、水密性、施工成本，與深開挖後引致之主動土壓力過

大等因素，故採用擋土內支撐系統並配合雙層圍堰以達止水之需求

(如圖三所示)。

圖三 雙層圍堰工法(臨海區)

((((二二二二))))擋土工法選用之考量擋土工法選用之考量擋土工法選用之考量擋土工法選用之考量

為符合「跨河建造物設置審核要點」對新設橋梁橋墩基礎底部

高程設置之要求，且於設計時儘量採用台灣地區目前既有之鋼板樁

型號 SP-IV，故於本文所舉設計案例之開挖擋土方式之選用有下列方

式：

1.1.1.1. 鋼板樁型號 SP-IV 配合地表降挖

採用鋼板樁型號 SP-IV 配合河床降挖(如圖四所示)，需降挖深度

約 3~6 公尺，於降挖後之開挖頂部向外需留置約與開挖深度等寬之

平台，遠離鋼板樁背側之主動土壓破壞區範圍，並避免降挖後之土

壤留置於開挖面頂部形成荷載，此方式尚須考量高地下水位可能因

降挖後自坡面流出，不斷淘空邊坡影響施工；另於開挖同時需配合

抽水作業以維持開挖面內之穩定性。採用此工法雖較為簡易，但需

考量因此而破壞河床下之原狀土層，以及地權與地上物補償等問

題，其是否因此影響正常水理機能亦需加以考量。

圖四 先降挖再配合單排鋼板樁擋土支撐(採用鋼板樁 SP-IV型)

2.2.2.2. 雙層鋼板樁圍制配合背拉系統

採用鋼板樁型號 SP-IV 雙層圍制方式做為擋土設施(如圖五所

示)，當開挖時先於基地外側設置單排鋼板樁後再予降挖地表 3.0~6.0

公尺。採用此方案需考量用地取得之問題，由於需預留開挖區內側

鋼板樁產生主動土壓力之距離，及開挖面外側鋼板樁產生被動土壓

力之距離，共約需自內側鋼板樁向外預留至少 10 公尺。於較大降挖

處(6.0 公尺)則因外側鋼板樁無法自承，乃需施設地錨(長約 5~10 公尺)

或採其他之鋼版樁背拉方式作為支撐系統，其用地範圍則再擴大。

圖五 雙層鋼板樁圍制(採用鋼板樁 SP-IV型)

3.3.3.3. 複合式鋼板加勁

所謂複合式鋼板加勁是將國內既有之鋼板樁型號 SP-III 或 SP-IV

以多片疊置而達到提高勁度之目的，其施做方法有：

(1)填充法

先將多片鋼板貫入土中，再填充凝結材於鋼板間以提高其勁

度。此方式需考慮基礎完工後鋼板之拔除，與施工機具拔除鋼板樁

之作業能量。

(2)鋼索法

先行將多片鋼板貫入土中，於其頂部以鋼索相對拉，此方式需

考慮鋼索之設置乃為承受拉力。同時，鋼板間之土壤在無法被置換

之情形下，其與鋼板間構成之複合材料等值勁度如何評估尚有待研

究。

4.4.4.4.鋼管樁

藉由鋼管樁之圓形斷面提高擋土壁體之勁度，以抵抗土壓力與

水壓力，並增加壁體之水密性。目前台灣地區對鋼管樁之使用並不

多見，且須自國外進口，所需費用較高。

倘在不變更設計條件(即不提高變更設計後之基礎底面高程)

下，即使以工程手段儘量採用台灣地區目前常見之較大型號鋼板樁

SP-IV 配合其他開挖工法，除較耗時與工程品質不易掌握外，亦所費

不貲(詳表 3)。且若為使其勁度提高而採複合式鋼板加勁方式，亦將

增加加工時間延誤工期，故本文所舉二則設計實例乃建議採用鋼板

樁型號 SP-VIL 或鋼管樁(如圖六所示)。

表 3 擋土壁採用型式優缺點比較表

擋土方式概述 優點 缺點 時效性 (工期)

建議採 用方式

(1)地表降挖 先降挖再配合單排

鋼板樁擋土支撐(採用鋼板樁 SP-IV型)

1. 採台灣地區目前常

採用之鋼板型號，材

料取得容易 2. 整體工程費較低 3. 可做為開挖深 10公尺內，且無坡頂荷載

時之臨時擋土壁體

1. 勁度較低 2. 開挖範圍最大 3. 開挖時破壞河床原狀

土層結構範圍最大 4. 若地下水位升高時，

須配合抽水作業

* 。

(2)雙層鋼板樁圍制

(採用鋼板樁 SP-IV或 SP-VIL 型)配合

背拉系統

1. 勁度較方案(1)高 2. 為台灣地區目前常

採用之鋼板樁型

號，材料取得容易 3. 對河床面之破壞較

方案(1)低 4. 配合地錨或背拉方

式，施工用地較大

1. 開挖範圍大(自降挖

後之開挖頂部各邊向

外至少 10公尺) 2. 外側降挖處之鋼板樁

壁體無法自承，須予

補強

** 。

(3)複合式 鋼板加勁

材料取得容易 1. 加勁後之鋼板重，施

工不易 2. 加勁後之鋼板材料品

質不易控制 3. 完工後之鋼板材料不

易拔移

*** ×

(4)鋼板樁型號 SP-VIL或鋼管樁

1. 勁度高，可做為開

挖深20公尺之臨時

擋土壁體 2. 止水性佳 3. 材料品質掌控度高 4. 拔除容易

1. 須仰賴進口，耗時較

長

** ˇ

ˇ 建議者 ○ 可考慮 × 不佳 *價格(*多者表價格較高)

圖六 直接開挖擋土支撐(採用鋼板樁 SP-VIL型)

五五五五、、、、結論結論結論結論

台灣地區中南部河川長期以來受砂石業者開採結果導致河床面

逐年下降，為維護水流通暢及河道穩定，在主管機關新頒佈之「跨

河建造物設置審核要點」規定，對跨河建造物橋墩基礎底部高程設

計應參考河床一般沖刷及局部沖刷深度，以及河川變化等因素妥為

考量。其高程應低於實際河川斷面最低點與計畫河床高，以及需達

工易性、止水性與可移除性之要求下，採用台灣工程界常用之鋼板

樁似為較佳之選擇。然而既有之鋼板樁型號 SP-IV 之勁度已無法滿足

該類深開挖產生之應力需求，而需採用其他輔助之加勁方式或自國

外進口較高勁度之臨時擋土構材，如鋼板樁型號 SP-VIL 或鋼管樁，

將是無法避免之趨勢。

六六六六、、、、參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1)林呈(1998.6)，台灣地區西部重要河川橋梁橋基災害分析與橋基保

護工法資料庫系統之建立，交通部運輸研究所專題研究計畫成果

報告。

空氣系統確效作業研究

摘摘摘摘 要要要要

世界衛生組織(WHO)於 1997 年發行疫苗製造藥廠的 GMP，其內

容對確效作業之準備與效能有完整的規定。我國衛生署為提升藥品

品質、確保藥品之有效性與安全性，進而達到國際水準，亦頒布『藥

品優良製造確效作業基準』供國內業界遵循辦理。本文針對確效作

業之基本觀、空氣系統確效作業之系統品質保證程序、檢定規範、

檢定計畫書、檢定作業執行項目包括「安裝檢定」「操作檢定」「性

能檢定」、環境性能測試計畫與環境監測等作一詳細之論述，以提

供實際辦理確效作業一綱要性的參考。

一一一一、、、、前言前言前言前言

((((一一一一))))有關製程確效規定之歷史背景有關製程確效規定之歷史背景有關製程確效規定之歷史背景有關製程確效規定之歷史背景

在 1970~1976 年間國際上曾爆發過嚴重的敗血症，經發現是由在

歐美等地製造的靜脈注射藥劑所引起，在同一期間美國 FDA 成立小

組對美國境內之主要大型輸液(Large Volume Parenterals, LVPS)工廠作

一系列的查核，並發現有嚴重違反優良製造規範(Good Manufacturing

Practices (GMP)) 之事件。此等發現導致藥品全面回收及藥廠停工，

直到藥廠完全解決對 GMP 之偏差行為。

由 LVPS 污染所引發之重大公共衛生事件造成災害，所得到的教

訓是『無菌度』Level of aseptic 這種跟品質有極重要關聯的特性，不

能夠單靠成品檢驗來確定。於是 FDA 乃於 1978 年公告一套全新現行

優良製造規範謂之 Current GMP (cGMP)，重新規定製造程序需要予以

確效。此外，世界衛生組織(WHO)於 1997 年亦發行一套針對疫苗製

造藥廠的 GMP，其內容對確效作業之準備與效能亦有完整的規定。

我國衛生署藥政處為提升藥品品質、確保藥品之有效性與安全性，

進而達到國際水準，亦頒布『藥品優良製造確效作業基準』供國內

業界遵循辦理，全文共六大篇、八十九條條文。

((((二二二二))))優良製造規範優良製造規範優良製造規範優良製造規範(GMP)(GMP)(GMP)(GMP)的定義的定義的定義的定義

引用世界衛生組織(WHO)對 GMP 的定義為：GMP 是品質保證的

一部份，用以確保產品在持續生產過程中受到良好的控制，以達到

機 械 部

組 長 李志鵬李志鵬李志鵬李志鵬

藥品行銷許可證所規定的品質標準，並適用於原訂的用途。節錄世

界衛生組織對 GMP 定義之原文如下：

“that part of quality assurance which ensures that products are

consistently produced and controlled to the quality standards appropriate to

their intended use and as required by the marketing authorization.”

我國藥品優良製造確效作業基準之規定為藥廠應依本基準、以

適當之方法針對下列事項之適當性進行確效：支援系統(包括供水與

空氣處理系統)設備之安裝、操作及其性能、設備之清潔、製程及各

種分析方法等。未列入之其他各種運作亦應視必要性自行或由主管

單位指定實施。

((((三三三三))))製程確效的定義製程確效的定義製程確效的定義製程確效的定義

根據 FDA “一般製程確效準則”裡的定義(Guidelines on General

Principles of Process Validation, Division of Manufacturing and Product

Quality (HFN-320)for the Center for Drugs and Biologics (FDA), Rockville,

Maryland (May, 1987))，製程確效為一種建立『書面證據』，以供確

保由一特定之製程(如製備一藥品劑型)能恆定的製造出符合既訂規

格及品質之製品的措施，節錄原文如下：

“Process validation is establishing documented evidence which

provides a high degree of assurance that a specific process (such as the

manufacture of pharmaceutical dosage forms) will consistently produce a

product meeting its predetermined specifications and quality

characteristics.”

((((四四四四))))整體性的製程確效觀念整體性的製程確效觀念整體性的製程確效觀念整體性的製程確效觀念

確效如上述定義之說明，是一種品質確保的工具，於上市前用

來保證製造出來的產品符合既訂的規格及品質表現。無疑地，製造

方法對產品的品質有重要的影響。但是還有其他因子對於成品之品

質有重大的關係，例如空調系統及供水系統等支援性設施。故只單

靠製程方面之確效，不能對產品提供全面的品質保證，而整體性的

確效，應該包括製造產品時之各種相關要素。

藥品製程為一系列之單元操作，其過程之設計，目的在於將起

始物資轉變為所期望的末端產品。而構成製程之要素有起始物資、

設備、製程環境（支援及維護系統）、操作人員、操作方法與控制

及檢驗等，這種包含所有項目之確效作業稱為『整體性的製程確效』。

((((五五五五))))空氣系統扮演的角色空氣系統扮演的角色空氣系統扮演的角色空氣系統扮演的角色

空氣系統目前之技術發展已變為非常複雜及精進，其功效範圍

不僅維持人員之舒適，更延伸至涵蓋環境品質的創造、控制與維護，

不良的空氣系統性能影響產品的品質至鉅，且危害人員安全。因此，

近年來為增進藥物製造所需之環境控制系統性能，主管官署乃大力

推行優良產品製造規範，要求製程環境對污染物應有一適當的控管

程序，這些控管程序應確實被反映在設施系統之設計、施工以及生

產操作上，特別在空氣熱力性質之處理空氣熱力性質之處理空氣熱力性質之處理空氣熱力性質之處理、、、、過濾過濾過濾過濾、、、、空氣分佈系統空氣分佈系統空氣分佈系統空氣分佈系統、、、、環環環環

境性境性境性境性能監視與控制方面能監視與控制方面能監視與控制方面能監視與控制方面。。。。

我國藥品優良製造確效作業基準第四章對空氣調節系統之確效

有完整之規定，其中第四十四條說明確效空氣調節系統之目的在於

確定該系統能持續穩定地控制作業場所之空氣品質，俾使製成之藥

品能維持既訂之品質且不受污染。

二二二二、、、、整體製程確效之基本觀整體製程確效之基本觀整體製程確效之基本觀整體製程確效之基本觀

((((一一一一))))製程確效的執行時機製程確效的執行時機製程確效的執行時機製程確效的執行時機

確效可在系統的生命週期中的不同時間點來執行，其執行方式

包括下列四種：

1.1.1.1.先期性確效先期性確效先期性確效先期性確效

先期性製程確效乃是一個新產品在商業生產前、或一個既有之

產品改用新法商業生產前，因新法可能影響產品之規格或品質特性

等，所作為確效事宜。先期性製程確效是一種有效的措施，可使確

效作業成為一種策劃良好的製品、製程發展方案中不可缺少之一部

分。在這種措施中，每一個單元運作中的關鍵變因，均於製程形成

階段加以認定，隨後予以最適化、確效及驗證。

2.2.2.2.回溯性確效回溯性確效回溯性確效回溯性確效

回溯性製程確效乃是已上市之產品其製造程序穩定者、或當有

經濟性考量及資源受限以致不能進行先期性製程確效時之用。執行

回溯性製程確效時，將以往生產許多批產品時之製程及成品各試驗

數據彙集並作統計分析，以判定製造過程是否處於控制狀態中。除

外，各種與生產過程有關之設備、設施及支援系統等，必須另行證

明適用並經確效，以符合 cGMP 之規定要求。

3.3.3.3.再確效再確效再確效再確效

再確效為當配方、設備、製程及/或包裝等有重大改變而可能對

產品及製程特性有影響時所進行之確效措施。如果在這四方面有所

變動，則品保部門應在改變前決定是否需要予以再確效。需作再確

效之條件有：

(1)改變關鍵性指標的產品成分（有效成分、關鍵賦型劑、或基

本包裝）

(2)重要設備之改用或替代

(3)改換關鍵之製造條件

(4)改變工廠、設施或支援系統

(5)批量之重大改變

(6)接連多批不能符合產品及製程驗證

4.4.4.4.併行性確效併行性確效併行性確效併行性確效

併行性確效或稱同步確效，為一邊進行正常生產，一邊進行確

效作業之措施。通常對最初生產之三批製品予以廣泛的製程中監控

與加強試驗。將所得結果來訂定適用之規格及標準，以供後續製程

中管理及成品之試驗等用。在藥品製程全程中，常有若干形式的併

行性確效事宜，如品管控制圖及趨勢分析等，可記述於卡片中備用，

以確保製程處於控制狀態，是一項品質確保非常有效的工具。雖然

在不同的階段可用不同的確效方式，但是基本的作法只有兩種：先

期性與回溯性確效。先期性確效適用於新產品，而回溯性確效適用

於已具有長而穩定的生產史者。併行性確效及再確效則可分別以先

期性與回溯性確效之觀念予以執行。

((((二二二二))))確效的型式確效的型式確效的型式確效的型式

依據製程系統與設備、種類的不同，可包括下列各種確效的型

式：

1.設備確效

2.暖氣、空調及通風系統確效

3.建築物自動化系統確效

4.公用設施確效

5.製程確效

6.電腦確效

7.設計確效

8.清潔確效

9.產品確效

10.腔體確效（例如：環境室）.

((((三三三三))))確效的範圍確效的範圍確效的範圍確效的範圍

就藥品及醫療器材製造廠商或生物科技公司而言，凡可能直接

或間接影響到所生產的藥品或醫療器材的設備、製程、程序及元件

等均應辦理確效。

引用雷曼條款(Layman’s terms), 「If something can directly or

indirectly effect a product or device that will effect the body, it needs to be

validated」有關確效的範圍，相關業界對上述條款內容會有不同的解

讀。

一般需辦理確效的項目範圍相當廣泛，諸如：

1.供生產所用之殺菌設備

2.一體性的腔體、爐子、冷凍櫃等。

3.藥丸計量器

4.電腦及其程式

5.暖氣、通風及空調設備

6.清潔處理程序與過程

7.分析程序說明文件

8.分析用的設備

9.生產線機器，從原料藥攪拌器至生產線未端的包裝機。

三三三三、、、、系統品質保證程序系統品質保證程序系統品質保證程序系統品質保證程序(Commissioning)(Commissioning)(Commissioning)(Commissioning)

所謂系統品質保證程序，依據 ASHRAE（美國冷凍空調工程師

學會）的定義如下：為建構系統的一種品質保證程序，此程序以書

面文件來鑑定每一系統、設備是否符合所指定規範的要求，及系統

功能是否符合既定之功能性準則。

依據 ISPE（國際製藥工程學會）的定義如下：經由一良好之規

劃、文件整理與管理的工程手法，以達成對設施、系統與設備之啟

動運轉及工程交接給業主時以一既安全且發揮功能之環境條件呈

現，並符合所預先建立之設計要求及投資者的期望

1.1.1.1.吾人應瞭解製程確效是建立在系統品質保證程序與檢定作業

的基礎上。這些作業程序在移交一套可正常操作、安全且高效率的

設施系統設備時扮演一極為重要的角色，因此，對系統品質保證程

序與檢定作業計畫，若有充分的構思及徹底的執行，可大大地減少

極為耗費成本及時間的確效工作。

2.2.2.2.辦理系統品質保證程序與檢定作業之前，對各項設施、系統設

備對產品品質的影響程度應先予以確定，圖一為評估系統設備對產

品品質影響程度之類別認定流程圖。

一般可分為下列三類：

(1)對產品品質有直接影響的系統 (Direct Impact system)

被歸類為直接影響的系統在設計及品質保證程序（Design &

Commissioning）方面除需遵循既定之優良工程規範（Good Engineering

Practice, GEP）執行外，尚應符合檢定規範（Qualification Practice, QP）

之各項要求。

系統被定義為對產品品質具有直接影響之原則如下：

� 系統與產品有直接接觸（例如：空氣處理系統）

� 系統所提供為藥品之賦形劑或溶劑（例如：注射用水）

� 系統供清潔及消毒用（例如：乾淨蒸汽）

� 系統保存藥品狀態（例如：氮氣）

� 系統所產生的資料用以判定藥品合格與否（例如：電子批

次記錄系統，或重要參數圖表記錄器）

� 系統為製程控制系統（例如：PLC 可程式控制系統,DCS 分

散式控制系統）

(2)對產品品質有間接影響的系統(Indirect Impact system)

被歸類為間接影響的系統通常是支援一直接影響的系統，亦即直接

影響系統之效能或操作與間接影響系統有重要關係，其在設計及品

質保證程序方面僅需遵循優良工程規範即可。

(3)對產品品質無任何影響的系統(No Impact system)，其在設計及

品質保證程序方面亦僅需遵循優良工程規範即可。

有關系統設備對產品品質影響程度之分佈（Impact spectrum）如

圖二所示。

Identify System (系統認定)

Develop System Boundaries

(發展系統界面事項)

系統對產品品質是否有直接影響？

本系統是否與直接

影響系統有關

無影響之系統

發展各系統功能性準則

間接影響之系統

直接影響之系統

YES

YES

圖一 系統對品質影響類別之評估流程

NO

NO

3.3.3.3.另各系統內組件（Component）之重要性（Criticality）亦應分類

為重要（Critical）及非重要（Non-Critical）兩類，至於組件類別與系

統類別之關係將決定系統內那些組件須另辦理確效，以符合檢定規

範（Qualification Practices）。圖三說明評估系統影響度與組件重要性

之關係。

Parking facilities ( ( ( (包裝設備包裝設備包裝設備包裝設備))))

Chilled Water ((((冰水冰水冰水冰水))))

Production Air conditioner

((((供生產線之空調機供生產線之空調機供生產線之空調機供生產線之空調機))))

Building Management System

((((建築自動化系統建築自動化系統建築自動化系統建築自動化系統))))

Autoclave ((((消毒鍋消毒鍋消毒鍋消毒鍋))))

Purified Water System

((((純水系統純水系統純水系統純水系統))))

No ImpactNo ImpactNo ImpactNo Impact ((((無影響系統無影響系統無影響系統無影響系統))))

Indirect ImpactIndirect ImpactIndirect ImpactIndirect Impact

((((間接影響系統間接影響系統間接影響系統間接影響系統))))

Direct ImpactDirect ImpactDirect ImpactDirect Impact ((((直接影響系統直接影響系統直接影響系統直接影響系統))))

系統之設計及使系統之設計及使系統之設計及使系統之設計及使

用與直接影響系用與直接影響系用與直接影響系用與直接影響系

統之性能有關統之性能有關統之性能有關統之性能有關

圖二 系統設備與影響程度之分佈關係

4.4.4.4.優良工程規範（GEP）

ISPE 對優良工程規範之定義如下：建構一工程方法與標準，使

其可應用在整個計畫生命週期中，以提供適當且具成本效益之對

策。據此，構成一優良工程規範至少應包括下列事項：

(1)專業及適用的計畫管理與控制（含程序、方法、成本與人員）

(2)專業及適用的工程設計、採購、施工與品質保證程序

(3)周詳且完整的引用相關之安衛、環保法規

(4)對操作與維護之規定有完整的考量

(5)對公認的工業標準與設計準則有完整的考量

(6)完整且適當的計畫檔案管理系統

5.5.5.5.系統品質保證程序之執行

(1)以空調通風系統為例，依據 ASHRAE Guideline 1-1996 (The

HVAC Commissioning Process)，暖氣、空調及通風之系統品質保證程

序可分為下列五個執行階段：

a.計畫階段

b.設計階段

c.施工階段

d.驗收階段

�

� 隨影響度之

差異作不同

之設計考量

�

圖三圖三圖三圖三 系統組件之重要性別系統組件之重要性別系統組件之重要性別系統組件之重要性別

CriticalCriticalCriticalCritical (重要)

Non-Critical

(非重要)

直接影響

間接/無影響

GEP only 符合優良工程規範即可

GEP + Qualification Practices(需符合需符合需符合需符合 GEP 及檢定規範及檢定規範及檢定規範及檢定規範 )

e.後驗收階段

為節省時間、人力與成本，有許多工程案例之系統品質保證程

序工作是在工程實質完工（Physical Completion）時開始，並在工程成

功的移交給負責操作維護者或確效團隊時結束。

(2)系統品質保證程序計畫書（Commissioning Plan）

本計畫書內應明確定義將辦理系統品質保證程序之設施、系統與設

備之項目範圍，並說明與前後階段之介面協調事項。計畫書內容應

包括人員組織、排程、預算、各種檢查測試方法之計畫程序與報告、

教育訓練計畫及總結報告等。本計畫書應在工程實質完工日之前被

核定，為掌握時效避免因發生品質瑕疵問題致影響工程進度，針對

部份重要系統或設備可採用交貨前檢查（Pre-delivery Inspection）及工

廠驗收測試（Factory Acceptance Test）的機制，以便儘早發現並解決

問題。

圖四說明間接影響系統辦理 Commissioning 時，各項相關檢定作

業文件之基本關係，或稱為 V 型程序圖（The V-models）。

四四四四、、、、檢定規範檢定規範檢定規範檢定規範 (Qualification Practice) (Qualification Practice) (Qualification Practice) (Qualification Practice)

為使『直接影響系統』能符合 cGMP 之各項規定，除應滿足優

良工程規範（GEP）外，另應辦理評鑑作業以符合檢定規範。其目的

係為下一階段辦理整體製程確效奠定一良好基礎。檢定規範內容至

少應包括下列文件項目：

((((一一一一))))主確效計畫書主確效計畫書主確效計畫書主確效計畫書（（（（Master Validation PlanMaster Validation PlanMaster Validation PlanMaster Validation Plan，，，，MVPMVPMVPMVP））））

主確效計畫書對整個工程計畫生命週期而言係一相當重要且高

階之指導文件，敘述有關整體設施中那些系統、設備、方法及製程

應辦理之確效，以及何時辦理確效等，其內容至少應包括：

1. 目錄

2. 確效作業概述及目標

3. 確效專責部門之組織、人事及權責

4. 所用辭彙之定義

5. 各種設施及設備之性狀描述及資料

6. 建築物書面資料

7. 各種確效作業之計畫書

8. 各種確效標準作業程序

9. 預防性維護作業及矯正作業計畫

10.人員培訓計畫

11.書面資料之保存規定

12.計畫書範例

13.確效標準作業程序範例

14.確效計畫之批准實施

((((二二二二))))檢定作業準則檢定作業準則檢定作業準則檢定作業準則（（（（Qualification RationalesQualification RationalesQualification RationalesQualification Rationales））））

檢定作業準則為包含在主確效計畫書內一特定之系統文件，內

容主要敘述各項系統檢驗、測試規定、責任歸屬及有關系統檢定作

業問題之處理程序、測試方法與驗收準則等。系統影響性與組件重

要性之評估是構成檢定作業準則之基礎。

((((三三三三))))檢定作業執行項目檢定作業執行項目檢定作業執行項目檢定作業執行項目

依據 WHO 對確效作業的規定，就系統與設備而言，確效作業通

常分為三大部份：

1.安裝檢定 (Installation Qualification，IQ)；

2.操作檢定 (Operational Qualification, OQ)；

3.性能檢定 (Performance Qualification, PQ)，對系統及設備而言，

PQ 與 Validation (確效)係同義字。

上述「檢定」的定義係以「書面驗證」的方式進行，有些設備

依其功能及操作性質，只需辦理安裝檢定(IQ)及操作檢定(OQ)即可

(例如 pH meter, incubator, centrifuge, freezer)，這些設備或儀錶受完善的

監視及定期校正，所表現的功能即為其正確運轉最有效的指標。若

製程或系統為一新建工程，可能需辦理設計檢定(Design Qualification,

DQ)，設計確效作業準則亦應包括在確效計畫書內。其目的為在計畫

進行中的適當階段，對設計文件所作的審閱，以期符合未來營運之

需求及相關法規之規定。設計確效並不強制規定辦理，唯良好之設

計確效為辦理後續之安裝檢定與操作檢定預作準備，亦不失為明智

之舉。上述從 DQ, IQ, OQ 及 PQ 的確效作業必須依序執行，執行中若

有任何偏差情事，在確效計畫書內應指出如何處理，並規定處理期

限等事宜。

((((四四四四))))變更管制變更管制變更管制變更管制(Change control)(Change control)(Change control)(Change control)程序程序程序程序

檢定及確效作業是用來驗證控制參數及所檢定的結果，任何對

設備、系統、製程或程序所作的修正，均可能改變參數或影響預期

的結果。因此任何在初次確效完成後所作的變更均應予以管制。變

更應為一正式程序且依預訂的程序進行，並規定在品保文件內（例

如 QA 之標準作業程序或在主確效計畫書內），在變更事項經由正式

變更管制程序提出而未被正式核可前，對已經過確效之設備/系統/測

試/製程等均不得予以改變。

((((五五五五))))檢定計畫書檢定計畫書檢定計畫書檢定計畫書（（（（Qualification PlanQualification PlanQualification PlanQualification Plan））））

檢定計畫書為主確效計畫書之一部份，依據美國 FDA Code of

Federal Regulations ,CFR210 and 211 及歐盟（EU）Guide to Good

Manufacturing Practice for Medicinal Products in 1992 對製藥工廠無菌製

程環境之空氣系統確效規定為例，在設計進行之初即應備妥檢定計

畫書俾據以執行，其內容包括下列項目：

1.功能性需求規範：包括使用者之需求說明、概念設計、初步設

計和細部設計文件及施工規範等。

2.重要參數與驗收準則，諸如：溫度、濕度、室內壓力、空氣交

換率及潔淨度（含塵粒數及落菌數）等。上述重要參數可接受最大

之波動範圍應予訂定，亦即在此範圍內產品之安全性、恆定性、結

構性、純度及品質等均不受影響。

3.安裝檢定計畫書: 為一施工檢查之記錄文件，用以驗證受檢項

目是否符合合約規定，包括對重要組件完成查對表（Punch list）所列

工作項目、材料試驗報告、工廠查驗報告、設備運轉測試報告、儀

器校正記錄及承包商完成之系統測試、調整及平衡記錄文件、竣工

圖、操作維修手冊等。

本項檢定作業計畫書內容包括下列事項：

(1)驗證頻率及名稱。

(2)本驗證作業概述及相關背景說明。

(3)各種有關之識別資料，包括該設施或設備之編號，及標準作

業程序之編號等。

(4)該項設施或設備安置之目的。

(5)該項設施或設備之材質、設計及結構。

(6)運轉或維護該項設施或設備所需支援事項及擬提供配合之內

容。

(7)合格標準。

(8)計畫書之制訂人、核定人及制訂、核定日期。

完成安裝驗證後，應彙整所有數據資料，判斷是否合格，並由

權責單位及有關人員核可後再進行操作檢定。

4.操作檢定計畫書：為對系統、設備及重要組件測試及試車

（Start-up）記錄文件之驗證，此包括對單一控制迴路在全運轉壓力

下以正確之順序所作之性能測試（例如：在作室內壓力控制測試之

前的風車控制測試）。

操作檢定計畫書內容包括下列事項：

(1)驗證頻率及名稱。

(2)驗證作業概述及相關背景說明。

(3)各種有關之識別資料，包括該設施或設備之財產編號，及標

準作業程序之編號等。

(4)目視檢查項目。

(5)各種開關及指示燈之功能檢查。

(6)與產品品質相關之各種感應器、探針、壓力計、記錄器、空

氣流速計、流通方向、壓力及溫度等之功能檢查及校正。

(7)濾器之功能與有效性試驗。

(8)清潔方法。

(9)驗證用儀器及驗證之合格標準。

(10)採用之統計學試驗設計與數據處理方法。

(11)依試驗結果之建議事項。

(12)例行再驗證之時間表及需作非例行再驗證之指標。

(13)計畫書之制訂人、核定人及制訂、核定日期。

(14)性能檢定計畫書：為對整體空調系統在實際生產條件下所作

之性能測試，是否符合原訂功能之驗證。確效的手法包括確認系統

之復原能力、系統穩定性及一致性。性能檢定是後續驗證系統是否

符合藥品驗收準則之起始。需驗證之文件包括：

(1)維修記錄、預計之維修周期及操作與維修程序。

(2)重要參數運轉記錄以證明系統在一定期間能維持驗收準則之

規定。

(3)操作及維修人員之教育訓練記錄。

(4)最終控制迴路之調整參數記錄。

((((六六六六))))標準作業程序標準作業程序標準作業程序標準作業程序

空氣系統的確效應包含硬體設備認證，以及設備選用資料的軟

體部份。空氣系統主要失敗的原因，很少是因不當硬體性能表現造

成，大部份失敗的原因是起於人員操作設備時使用不當的方法或程

序所造成。因此，建立一套清楚、明確、符合現行規定的標準操作

程序(SOPs)，為空氣系統相當重要的一部份。標準操作程序應依據設

備之設計、操作和品質控制計畫而編寫，並應放置於適當處所以便

隨時供操作人員閱讀，及面對確效作業的檢查。

圖五說明直接影響系統辦理確效時，各項相關檢定作業文件之

基本關係，或稱為 V 型程序圖（The V-models）。

((((七七七七))))確效作業之權責單位確效作業之權責單位確效作業之權責單位確效作業之權責單位

在大多數工廠，整體確效作業之推行是由一確效部門或工作小

組來負責，此組織為品保部門之一部份。由於確效作業涉及製造過

程中的各種事項，品保部門以外的其他部門，諸如：工程、產品開

發及製造等，也有責任協助執行特定的確效事項。這些單位的參與

構成確效作業的核心，各種確效或驗證計畫書應由權責單位及人員

核定。針對各種確效或驗證作業應有因應之標準作業程序，各種標

準作業程序應載有制訂人、核定人、制訂日期及核定日期。圖六說

明確效團隊之組成。

((((八八八八))))優良產品製造規範概念的主要理念是優良產品製造規範概念的主要理念是優良產品製造規範概念的主要理念是優良產品製造規範概念的主要理念是””””落實品質管控於整落實品質管控於整落實品質管控於整落實品質管控於整

個製造過程個製造過程個製造過程個製造過程””””

在製程中必須評估各系統間之相互作用，及對可能改變產品品

質的影響程度。例如在要求嚴格的無菌充填環境，不適當的空氣系

統將對產品的品質產生極為嚴重的危害，在現行的製造標準中，會

損害產品品質之活體（微生物）或非活體的污染源，經由空氣傳遞

或散佈是不被接受的。所以將”落實品質管控於整個製造過程”的

觀念應用在空調系統的設計、施工及操作上，及具有對製程、人流、

物流以及品質的通盤知識是絕對必要的。

品保部門品保部門品保部門品保部門品保部門品保部門品保部門品保部門

確效團隊確效團隊確效團隊確效團隊召集人召集人召集人召集人

製造生產部門製造生產部門製造生產部門製造生產部門

研究發展部門研究發展部門研究發展部門研究發展部門研究發展部門研究發展部門研究發展部門研究發展部門

品管部門品管部門品管部門品管部門品管部門品管部門品管部門品管部門

維修部門維修部門維修部門維修部門維修部門維修部門維修部門維修部門

設計及工程部門設計及工程部門設計及工程部門設計及工程部門設計及工程部門設計及工程部門設計及工程部門設計及工程部門

圖六圖六圖六圖六 確效團隊之組成確效團隊之組成確效團隊之組成確效團隊之組成

五五五五、、、、空氣系統之確效空氣系統之確效空氣系統之確效空氣系統之確效

((((一一一一))))應用於藥品製程之環境控制需求可分為下列三大類

1.一般環境（No controlled environment）

指室內無任何污染控制要求，僅考量人員舒適性，這種系統與

一般低空氣過濾效率的中央空調系統是相同的，適用於製藥廠的普

通辦公室。

2.受控制的環境（Controlled environment）

指室內有適度污染控制要求之環境，對空氣中煙霧粒子大小、

範圍、特性及濃度等空氣污染有較明確的界定，但對於人員、材料

及機具設備產生的污染並沒有嚴格控制要求。

3.嚴格控制的環境（Critically Controlled environment）

指室內對污染控制有精密及嚴格要求的環境（或俗稱之潔淨

室），此區域內對空氣供給、材料、機具設備及人員均有某種特定

潔淨度要求之控制。

潔淨室依其氣流組織的控制（Air pattern control）可分為下列三

種潔淨環境：

(1)單向流（Unidirectional Air-Flow）：即俗稱之層流，指經高效

率過濾的空氣以單一方向通過整個區域，空氣流動是近乎平行流且

高效率過濾網涵蓋天花板（垂直單向流）或單一面牆（水平單向流）

面積的 80%以上，且氣流速度是近乎均一的（約 0.45m/s）。

(2)傳統潔淨室（Conventional Clean Rooms）：指輸送到房間內的

空氣，先經過終端高效率過濾網（HEPA filter），此過濾網放置在天

花板或牆內側，空氣流動是以紊流（Turbulent flow）型態呈現。

(3)局部區域潔淨室：指在大空間內另設組合式局部區域潔淨

室，空氣以紊流流經終端過濾裝置（HEPA 或 ULPA）後再送到局部

區域潔淨室內天花板上方，再由層流潔淨工作檯（Local Work

Benches）吸入。適用於局部特殊製程區所需（例如無菌充填室），

高效率過濾網須涵蓋 80%以上局部特殊製程區面積。

((((二二二二))))空氣系統之確效項目空氣系統之確效項目空氣系統之確效項目空氣系統之確效項目

整體空調系統均應辦理系統品質保證程序，故係一全面性，但

因空氣為環境之最終控制媒介，與產品品質有直接關係而被歸類為

直接影響系統，故選擇性地針對空氣系統部份除辦理系統品質保證

程序外應再辦理確效。當然，空氣系統有賴諸如：冰水系統、配電

系統等間接影響系統，以達到最佳系統效能。其確效之設備及組件

項目包括：

1.空調箱：是空調系統的核心，包括風車、冷卻、加濕及加熱系

統、外氣預濾網、中級濾網、箱體及其保溫材料（應注意避免交叉

污染）。

2.風管系統：包括風管及保溫材料、送風口及回風口之配置。

3.終端高效率空氣過濾設備。

4.單向流送風裝置。

5.控制系統。

空調系統內間接影響系統支援直接影響系統之整合範例如圖七

所示。

為確保空氣系統之各項性能符合相關規定，下列所謂 GMP 重要

參數（Critical Parameters）應予驗證：

(1)空氣交換次數

(2)空氣壓差梯度（房間壓差及系統內外壓差）

(3)氣流流向

(4)空氣潔淨等級

(5)溫度及濕度控制範圍

(6)終端高效率空氣濾網

(7)完整性測試

(8)監視及記錄 GMP 重要參數設備之準確度

(9)流經重要區域之單向流空氣流速

依據設計之性能要求 選用適當的風扇

確保所安裝之風扇是 符合規定的

確保所安裝之風扇能 達到設計所要求

施工前施工前施工前施工前

安裝檢定安裝檢定安裝檢定安裝檢定

操作檢定操作檢定操作檢定操作檢定

依據設計之冷卻負荷要求 選用適當的冰水泵

確保所安裝之水泵是 符合規定的

確保所安裝之水泵能供應 設計所要求的流量

經由熱負荷模擬測試空調系統

能維持室內溫度於指定範圍內

製程設備試運轉時室內環境條

件能維持在產品所需之範圍內

設施檢定設施檢定設施檢定設施檢定

製程製程製程製程/設備檢定設備檢定設備檢定設備檢定

優良工程規範優良工程規範優良工程規範優良工程規範（（（（Good Engineering Practice））））

加強測試與文件說明加強測試與文件說明加強測試與文件說明加強測試與文件說明（（（（Enhanced Testing and Documentation））））

性能測試性能測試性能測試性能測試

圖七 空調系統內間接影響系統支援直接影響系統之整合

直接影響系統

無菌生產區之空調系統送風扇

間接影響系統

中央冰水系統

（供無菌生產區之空調系統）

((((三三三三))))空氣系統確效之實施程序如空氣系統確效之實施程序如空氣系統確效之實施程序如空氣系統確效之實施程序如圖八所示所示所示所示

圖九說明整合設施工程系統與製程/設備之系統運轉檢定程序。

((((四四四四))))空氣系統確效之表格格式與範例空氣系統確效之表格格式與範例空氣系統確效之表格格式與範例空氣系統確效之表格格式與範例

世界衛生組織所發行之『A WHO guide to good manufacturing

practice (GMP) requirements Part 2:Validation』，上述文件中有以 HVAC

系統為例，對 IQ/OQ/PQ protocol 所訂定之格式與內容範例可資參考。

組成確效工作團隊

研閱概念設計文件

依據定案規範及合約文件選擇查核項目

於施工進行中驗證查核項目

驗證所指定之測試項目

準備定案確效文件

對合格設施予以認證/不合格部份則

擬定再確效時程表

研閱設計及工程規範

圖八 空氣系統確效實施程序

六六六六、、、、環境性能測試計畫環境性能測試計畫環境性能測試計畫環境性能測試計畫

((((一一一一))))潔淨室測試參考規範潔淨室測試參考規範潔淨室測試參考規範潔淨室測試參考規範

國際間較通用之潔淨室測試參考規範列舉如下：

1.美國聯邦標準（Federal Standard 209E）

Airborne particulate cleanliness classes in cleanrooms and clean zones.

本版本僅作原則性之規定，細節規定部份已移至美國環境科技學會

出版之 Recommended Practice 敘述。

2.美國環境科技學會（ Institute of Environmental Science and

Technology）Contamination Control Division. Recommended Practice 006.2

設施工程系統 Facility Engineering Systems

製程/設備 Process/Equipment

設計

GEP 檢定

性能測試

製程測試包括在 模擬操作條件下之

環境性能測試

設計

GEP 檢定

性能測試

No Yes No Yes

直接影響系統 直接影響系統

設施檢定

製程/設備檢定

圖九 整體性系統運轉之檢定程序圖

Testing Cleanrooms.（IEST-RP-C-006.2）

3.國際標準組織（ISO）Standard 14644-1.

Cleanrooms and associated controlled environment—

Part 1:Classification of Airborne particulates.

4.國際標準組織（ISO）Standard 14644-4.

Cleanrooms and associated controlled environment—

Part 4:Design,construction and start-up

5.英國國家標準 British Standard BS5295

Environmental cleanliness in enclosed space.

((((二二二二))))測試階段與測試階段與測試階段與測試階段與測試項目測試項目測試項目測試項目

1.測試階段

潔淨室之環境性能測試依工程進度可分為下列測試階段：

(1)實質完工之潔淨室測試（As-built test）：指潔淨室已完成且準

備供操作，及所有相關支援設施已經完成且可操作，但製程設備及

操作人員均未進場。

(2)準備中之潔淨室測試（At-rest test）：指潔淨室已完成製程設

備之安裝且可操作，但操作人員未進場。

(3)運轉中之潔淨室測試（Operational or Dynamic test）：指潔淨室、

製程設備、所有相關支援設施及操作人員已進場且正常操作中。

2.測試項目

潔淨室依據 IEST-RP-C-006.2 Testing Cleanrooms 列有下列性能測

試項目，可依系統及測試階段之需要選擇適當的項目：

(1)氣流、風量及均勻度測試

目的：�驗證空氣系統之平衡度，及在通過終端高效率濾網下能

提供足夠風量，並維持至少 0.45m/s 之截面氣流速度（在濾網下游 15

公分處）。�驗證氣流在遭遇阻礙物之前的流速（本項係針對新設系

統之濾網所辦理）

(2)高效率濾網完整性測試

目的：驗證所安裝的高效率濾網箱之完整性，以確定是否有受

損或有針孔狀洩漏。

(3)空氣潔淨度測試

目的：驗證潔淨室內之空氣潔淨度是否符合引用之測試規範所定

之潔淨度等級。

(4)室內壓差測試

目的：驗證所安裝的設施在指定的壓力範圍內控制壓差的能力。

(5)氣流平行度測試

目的：驗證氣流之方向偏移情形（僅適用於全面層流潔淨室）。

(6)封裝完整性測試

目的：驗證空間除相對正壓氣流外，是否有未經過濾之外部空

氣經由牆面、天花板接縫及門縫侵入潔淨工作區域。

(7)復原能力測試

目的：驗證當潔淨室內部產生污染源時，空氣系統能在所要求

的時間內恢復潔淨室原有潔淨度之能力。（通常僅限於非單向氣流

或有作業人員換班之潔淨室執行）

(8)微粒沉降測試

目的：暸解大粒徑的微粒在潔淨環境中沉降的速率為何。（因

較大粒徑的微粒在微粒計量器上量測較不準確）

(9)照度測試

目的：驗證室內照度是否符合規定及其均勻度。

(10)噪音位準測試

目的：量測潔淨室內機電或其他外部設備產生的噪音是否超過

室內設計標準。

(11)溫度及濕度測試

目的：驗證空調箱系統是否有能力控制設計之溫度及濕度。

(12)微生物菌落數評量測試

目的：查驗潔淨室在有人及無人情況下微生物菌落數，取樣方

式包括三種：落下取樣、空氣微生物取樣及表面取樣。微生物菌落

數評量測試為無菌環境性能測試最重要的項目之一，攸關工廠製程

及其設施能否獲得主管官署認證之重要指標。

七七七七、、、、無菌製劑設施之環境監控無菌製劑設施之環境監控無菌製劑設施之環境監控無菌製劑設施之環境監控

無菌製劑設施之環境監控，依據 Scottish Quality Assurance

Specialist Interest Group 之建議可分為下列兩大類：

((((一一一一)))) 物理性測試物理性測試物理性測試物理性測試

本測試之目的為驗證設施/設備性能之重現性與準確性是否符合

既定的準則，包括下列監控測試項目：

1.空氣潔淨度：係針對非活體之空氣微粒污染進行量測。

2.空氣交換次數。

3.空氣壓差。

4.空氣流速。

5.操作者保護因素：係針對 Class II 級之要求而定。

生化安全櫃控制空氣污染，及減少操作者在操作生化安全櫃

時，曝露於污染源之性能表現作測試。

((((二二二二)))) 微生物測試微生物測試微生物測試微生物測試

包括下列監控測試項目：

1.落下菌試驗：為普遍用在室內測定微生物沉降菌的方法。

2.浮游菌測試：以主動式空氣取樣方法測定微生物菌落數的方

法。

3.擦拭試驗：本試驗適用於不規則之表面微生物測定。

上述物理性測試項目之測試頻率依據環境之潔淨度等級不同，

有自每週、每一個月、每三個月或每年一次不等。在 CLASS 100 潔

淨室之微生物性測試，依據美國藥典規定甚至需每一批藥劑均應辦

理。

八八八八、、、、結論結論結論結論

為確保藥品之製程能恆定的提供符合既定規格及品質之產品，

確效作業不應只限於製造方法(包括設備及程序)而已，應擴及與製程

有關之要素。在環境控制系統中無菌室的環境監控，其監測項目、

執行的頻率與採行方法應有周全的規劃，尤其是無菌室的『清潔與

消毒』及『管理』工作，雖然極為費時與花錢，但這種基本的、例

行性的清潔維護工作卻是影響產品品質最關鍵的因素，也是最容易

為人所疏忽。尤其人是無菌室最大的污染源，因此是整個無菌室管

理上最重要部份，有謂『人如果管理好即成功一半』是有道理的。

參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1) Pharmaceutical Engineering Guides for New and Renovated Facilities.

Vol.3 Sterile Manufacturing Facilities & Vol.5 Commissioning and

Qualification. First edition /2001.

(2) Validation of air system used in parenteral drug manufacturing facilities.

Francisco Devecchi

(3) Guidelines on test methods for environmental monitoring for aseptic

dispensing facilities. Produced by the Scottish Quality Assurance

Specialist Interest Group.

(4) WHO guide to good manufacturing practice (GMP) requirements Part

2:Validation

(5) The HVAC Commissioning Process, ASHRAE Guideline 1-1996,

American Society of Heating, Refrigerating and Air-conditioning

Engineers, Inc.

(6) ASHRAE Handbook 1999 Application volume chapter 15 「Clean

Spaces」

(7) 中華民國衛生署『藥品優良製造確效作業基準』

(8) 無菌無塵室之技術管理 財團法人自強工業科學會課程講義

(9) 無菌環境微生物之取樣與測定 李志鵬

以結構性能為目標的鋼筋混凝土橋梁

耐震能力評估

摘摘摘摘 要要要要

本文根據橋梁結構特性，提出以結構性能為目標的鋼筋混凝土

橋梁耐震能力評估方法。在地震需求方面：本文考量雙線性之單自

由度系統，利用與國內規範規定之正規化加速度反應譜相諧和之地

表加速度歷時資料進行非線性動力歷時分析，求取各地盤之譜加速

度修正係數與韌性比之關係，提供簡易且不失精確的回歸公式，並

據以建立非彈性加速度與位移反應譜。在地震需求方面：文中利用

纖維元素法建立鋼筋混凝土橋墩結構性能資料庫，並將橋墩視為子

結構進行整體橋梁結構之非線性分析，以充分掌握整體橋梁之結構

性能。配合本文研提之耐震能力評估法，地表加速度對應各種結構

性能之關係可獲建立，所得成果可因應不同的地震需求，分別評估

出對應的結構性能，達到多目標的評估功能。

一一一一、、、、前前前前 言言言言

1990 年代初期蘇聯分裂之後，世界冷戰局面亦隨之瓦解，全球

趨向單一市場機制，自由經濟市場逐步邁入大競爭(mega competition)

的時代，全世界土木工程事業的板塊分界也因此日益模糊，國際社

會間亟須急速建立共通性的規範法則[1~2]以資共同遵循。

另一方面，有鑑於 1994 年美國北嶺(Northridge)地震、1995 年日

本阪神地震與 1999 年台灣集集地震等均造成為數不少的結構物崩塌

破壞，全球興起結構設計者有責任向業主與使用者告知結構性能的

輿論，民眾對於知曉結構性能權利的呼聲也瞬時引爆。

結構性能對於結構設計、施工與管理等方面的重要性，便在此

二股世界洪流的交會中被凸顯與激發出來。盱衡國際社會目前正通

力合作，致力於將以往採用強制且缺乏彈性條文規定方式的結構設

第一 結構部

正 工 程 師 宋裕祺宋裕祺宋裕祺宋裕祺(留職停薪)

臺大土木工程學

研 究 所 教 授 蔡益超蔡益超蔡益超蔡益超

計、施工與管理等規範轉換成改以結構性能(structural performance)為

基礎的規定形態[3~8]，事實上已幡然啟動以結構性能為目標的設

計、施工與管理的嶄新時代。

台灣近年來逐步邁向已開發國家之林，公共工程的新建隨著需

求量的日益飽和而呈現逐年趨緩的現象，如何確保現有結構物的使

用機能，提高其防災能力以保障公共安全，實為國內公共工程所需

面臨的重要課題。台灣地處環太平洋地震帶，結構物遭受地震襲擊

將是無可避免的，對於國內為數眾多的現有橋梁，如能採取合理有

效的方法對其進行耐震能力評估，儘速篩選出耐震能力不足者，並

採取必要的耐震維修與補強，提昇其耐震能力，將可有效降低地震

災害。再者，全民保險已蔚為已開發國家保障人民生命福祉的重要

政策之一，不動產保險則為其中的重要課題。在進行不動產資產評

估時，既有結構物耐震能力評估實為相當重要的一環，藉由詳實的

耐震能力評估，保險業者方能對於結構設計載重的再現期、結構物

的使用期限與危害超越機率等逐一釐清，對於結構物性能表現的易

損關係(fragility)也才能充分掌握，結構物生命周期成本(Life-Cycle

Cost, LCC)[9~10]的整體成本效益始可獲得全面性的考量，惟有如此才

能夠對於不動產的土地價值與地上結構物機能有一總合性的評估成

果。由此可知結構性能評估頗為符合未來人文社會發展之實際所需。

綜合以上所述，無論是結構性能設計或結構性能評估均為未來

結構工程發展的主流。有鑑於此，本文將研究建立一套以結構性能

為目標的鋼筋混凝土橋梁耐震能力評估方法，冀能更為精準掌握鋼

筋混凝土橋梁結構的耐震性能，除可達到地震防災的目的之外，更

期使國內橋梁防震技術之發展能夠與全世界潮流接軌，達到並駕齊

驅之境界。

二二二二、、、、建立合乎本土地震特性之地震需求譜建立合乎本土地震特性之地震需求譜建立合乎本土地震特性之地震需求譜建立合乎本土地震特性之地震需求譜

2.12.12.12.1 以非線性動力歷時分析求算譜加速度修正係數以非線性動力歷時分析求算譜加速度修正係數以非線性動力歷時分析求算譜加速度修正係數以非線性動力歷時分析求算譜加速度修正係數

本節將先針對圖一所示彈性加速度反應譜中之短週期 bT、中週

期 cT與長週期 dT

三點，分析此三點之譜加速度修正係數值 1SAR、

2SAR與 3SAR

。

bTaT cT dT

aS

本節考量雙線性結構系統，以與目前國內耐震設計規範所訂之

第一至三類地盤及台北盆地正規化加速度反應譜相互諧合之地表加

速度歷時資料(如圖二、圖三、圖四、圖五)，依下列步驟進行非線性

動力歷時分析，以求取對應之譜加速度修正係數：

1.以耐震設計規範中各地盤正規化加速度反應譜所訂短週期

bT、中週期 cT

與長週期 dT為目標，並依規範規定之設計流程選定合

宜的單自由度雙線性系統之彈性勁度 K 、後降伏勁度 Kα 與質量m

等，分別計算其降伏力 yP與降伏位移 yδ

。

2.對各地盤之短、中與長週期結構分別進行線性與非線性動力分

析求取彈性最大位移( )elasticdS

、彈性結構最大受力 elasticP、非彈性最大

位移( )inelasticdS

與非彈性結構最大受力 inelasticP等。

3. 計 算 韌 性 比( ) yinelasticdS δµ /=

與 譜 加 速 度 修 正 係 數

/inelastic elasticSAR P P=。

4.重新調整最大地表加速度(PGA)，回到步驟 2 重行分析直到已

具備足夠的分析數據為止。

5.重新調整α 值，回到步驟 1 重行分析直到已具備足夠的結構系

統數目為止。

圖一 典型加速度反應譜示意圖

6.繪製各地盤譜加速度修正係數 1SAR、 2SAR

與 3SAR對韌性比 µ

之分佈曲線圖，進而進行回歸分析以建立 SAR與 µ 之回歸公式。

0 20 40 60 80time (sec)

-1000

-500

0

500

1000

Sim

ulat

ed

0 20 40 60 80

-1000

-500

0

500

1000

Rec

orde

d

0.0 1.0 2.0 3.0Period

0.0

2.0

4.0

6.0

C

原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

模模模模 模模模模 模模模模 模模模模 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

86規規規規 規規規規 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

0 20 40 60 80time (sec)

-1000

-500

0

500

1000

Sim

ulat

ed

0 20 40 60 80

-1000

-500

0

500

1000

Rec

orde

d

0.0 1.0 2.0 3.0Period

0.0

2.0

4.0

6.0

C

原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

模模模模 模模模模 模模模模 模模模模 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

86規規規規 規規規規 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

圖二 與第一類地盤反應譜諧合之地表加速度歷時資料

圖三 與第二類地盤反應譜諧合之地表加速度歷時資料

0 20 40 60 80time (sec)

-1000

-500

0

500

1000

Sim

ulat

ed

0 20 40 60 80

-1000

-500

0

500

1000

Rec

orde

d

0.0 1.0 2.0 3.0Period

0.0

2.0

4.0

C

原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

模模模模 模模模模 模模模模 模模模模 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

86規規規規 規規規規 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

0 20 40 60 80time (sec)

-1000

-500

0

500

1000

Sim

ulat

ed

0 20 40 60 80

-1000

-500

0

500

1000

Rec

orde

d

0.0 1.0 2.0 3.0Period

0.0

2.0

4.0

6.0

C

原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

模模模模 模模模模 模模模模 模模模模 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

86規規規規 規規規規 原原原原 原原原原 原原原原 原原原原

圖四 與第三類地盤反應譜諧合之地表加速度歷時資料

圖五 與台北盆地反應譜諧合之地表加速度歷時資料

經由上述分析所得各地盤譜加速度修正係數 1SAR、 2SAR

與 3SAR

對韌性比 µ 之關係如圖六、圖七、圖八、圖九，其中第一、二類地

盤 1SAR與 Newmark & Hall”等能量”原則大致相當， 3SAR

與”等位

移”原則大致符合， 2SAR則介於該二原則之間。第三類地盤與台北

盆地在 µ 較小時 2SAR有較”等位移”原則更小的現象，但在 µ 較大

時則有相反的現象；此外，二種地盤之 3SAR均較”等位移”原則更

小。另台北盆地之 1SAR有明顯比”等能量”原則還大的現象。

圖六、圖七、圖八、圖九顯示出目前耐震設計規範採用”等能

量”原則作為短周期結構地震力折減之依據，除台北盆地會導致較

不保守的設計成果之外，尚屬合宜；另因 2SAR普遍有較”等位移”

原則更大的現象，故規範採用”等位移”原則作為中、長周期結構

地震力折減之依據，對於中周期者亦會導致較不保守的設計成果。

SOIL 1 ALPHA=0

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

DUCTILITY RATIO

SA

R

圖六 第一類地盤 SAR µ− 關係圖

SOIL 2 ALPHA=0

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

DUCTILITY RATIO

SA

R

SOIL 3 ALPHA=0

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

DUCTILITY RATIO

SA

R

圖七 第二類地盤 SAR µ− 關係圖

圖八 第三類地盤 SAR µ− 關係圖

TAIPEI BASIN ALPHA=0

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

DUCTILITY RATIO

SA

R

圖九 台北盆地 SAR µ− 關係圖

各地盤 1SAR、 2SAR

與 3SAR對韌性比 µ 之回歸公式彙整如表 1。

2.2 2.2 2.2 2.2 非彈性加速度反應譜之建立非彈性加速度反應譜之建立非彈性加速度反應譜之建立非彈性加速度反應譜之建立

圖十為典型的彈性與非彈性加速度反應譜關係圖[11]，由該圖可

知非彈性加速度反應譜值主要是由圖一所示短週期 bT、中週期 cT

與

長週期 dT三點之反應譜值所控制，此些反應譜值可由其各自對應的

譜加速度修正係數 1SAR、 2SAR

與 3SAR分別乘以對應的彈性加速度反

應譜值而得，一旦該三點之非彈性加速度反應譜值求得之後，其餘

各周期之反應譜值即可續由線性內插來近似獲得。

茲將作法詳述如下：

1.選定振動週期T 。

2.選定韌性比 µ 。

3.依表 1 計算短、中及長週期之譜加速度修正係數 1SAR、 2SAR

與

3SAR。

4.以圖一所示彈性正規化加速度反應譜各結構週期之分界點

~a dT T為基準，按結構物振動週期T 之範圍，依下列各情形計算譜

加速度修正係數 SAR：

(1) aT T≤

1SAR = (1)

(2) a bT T T< ≤

( )1 11 a

b a

SARSAR T T

T T

−= + × − − (2)

(3) b cT T T< ≤

( )2 11 b

c b

SAR SARSAR SAR T T

T T

−= + × − − (3)

(4) c dT T<

( )3 22 c

d c

SAR SARSAR SAR T T

T T

−= + × − − (4)

(5) dT T<

3SAR SAR= (5)

1.將彈性加速度反應譜值乘以 SAR 即可求得非彈性加速度反應

譜值。

2.調整韌性比 µ ，重回步驟 2.，直到 µ 值已達欲求之上限值。

3.調整振動週期T ，重回步驟 1.，直到T 值已達欲求之上限值。

至此，對應不同韌性比 µ 的非彈性加速度反應譜即可求得。

各地盤之正規化非彈性加速度反應譜 (以 0α = 與韌性比

1 ~ 10µ = 為例)如圖十一、圖十二、圖十三、圖十四。

SOIL 1 (ALPHA=0, PGA=1g)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sa (

g)

1µ =2 ~ 6µ =

圖十一 第一類地盤正規化非彈性加速度反應譜

SOIL 2 (ALPHA=0 , PGA=1g)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sa

(g)

1µ =2 ~ 6µ =

SOIL 3 (ALPHA=0 , PGA=1g)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sa

(g)

1µ =2 ~ 6µ =

圖十二 第二類地盤正規化非彈性加速度反應譜

圖十三 第三類地盤正規化非彈性加速度反應譜

TAIPEI BASIN (ALPHA=0 , PGA=1g)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sa

(g)

1µ =2 ~ 6µ =

2.3 2.3 2.3 2.3 譜位移修正係數與譜加速度修正係數之關係譜位移修正係數與譜加速度修正係數之關係譜位移修正係數與譜加速度修正係數之關係譜位移修正係數與譜加速度修正係數之關係

譜位移修正係數定義如下：

inelastic

elastic

SDRδδ

= (6)

式中 inelasticδ與 elasticδ

分別為受相同地震力作用時，雙線性系統之

非彈性位移與彈性系統之彈性位移如圖十五。式(1)所示雙線性系統

譜加速度修正係數可寫為：

( )1 1yinelastic

elastic elastic

KPSAR

P K

δ α µδ+ − = =

( ) ( ) ( )/ 1 1 1 1inelastic inelastic

elastic elastic

K

K

δ µ α µ α µδδ δ µ

+ − + − = = × (7)

由上式可推導出譜位移修正係數與譜加速度修正係數之關係如下：

( )1 1inelastic

elastic

SDR SARδ µδ α µ

= = ×+ −

(8)

圖十四 台北盆地正規化非彈性加速度反應譜

一旦 SDR求得後，非彈性位移 inelasticδ即可利用彈性位移 elasticδ

計

算出：

inelastic elastic SDRδ δ= × (9)

δ

K

Kα

inelasticδelasticδ

elasticP

inelasticP

2.4 2.4 2.4 2.4 非彈性位移反應譜之建立非彈性位移反應譜之建立非彈性位移反應譜之建立非彈性位移反應譜之建立

彈性位移反應譜 dS可利用彈性加速度反應譜 aS

計算如下：

2

2d a

TS S

π = × (10)

式中T 為結構週期。類似非彈性加速度反應譜之特性，非彈性位

移反應譜也主要是由短週期 bT、中週期 cT

與長週期 dT三點之反應譜

值所控制，此些反應譜值可由其各自對應的譜位移修正係數 1SDR、

2SDR與 3SDR

分別乘以對應的彈性位移反應譜值而得，一旦該三點之

非彈性位移反應譜值求得之後，其餘各周期之反應譜值即可繼由線

性內插獲得。

圖十五 彈性與非彈性結構系統示意圖

各地盤之正規化非彈性位移反應譜(以 0α = 與韌性比 1 ~ 10µ =

為例)如圖十六、圖十七、圖十八、圖十九。圖中顯示 inelasticδ與 elasticδ

二

者之大小關係隨地盤種類、結構週期T 與韌性比 µ 等因素有關，

inelasticδ不必然會比 elasticδ

為大，此與結構非線性動力特性相吻合。

SOIL 1 (ALPHA=0 , PGA=1g)

0

10

20

30

40

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sd

(cm

)

1µ =

2µ =

3 ~ 6µ =

SOIL 2 (ALPHA=0 , PGA=1g)

0

20

40

60

80

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sd

(cm

)

1µ =

2µ =

3 ~ 6µ =

圖十六 第一類地盤正規化非彈性位移反應譜

圖十七 第二類地盤正規化非彈性位移反應譜

SOIL 3 (ALPHA=0 , PGA=1g)

0

20

40

60

80

100

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sd

(cm

)

1µ =

2µ =3µ =

4µ =

5 ~ 6µ =

TAIPEI BASIN (ALPHA=0, PGA=1g)

0

100

200

300

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

PERIOD (SEC.)

Sd (

cm)

1µ =

2µ =

3µ =

4µ =

5 ~ 6µ =

圖十八 第三類地盤正規化非彈性位移反應譜

圖十九 台北盆地正規化非彈性位移反應譜

三三三三、、、、鋼筋混凝土橋梁結構容量譜之建立鋼筋混凝土橋梁結構容量譜之建立鋼筋混凝土橋梁結構容量譜之建立鋼筋混凝土橋梁結構容量譜之建立

3.13.13.13.1 混凝土之組成律與極限應變混凝土之組成律與極限應變混凝土之組成律與極限應變混凝土之組成律與極限應變

本文採用 Kawashima[12]建議之圍束混凝土應力-應變關係，茲說

明如下：

3.1.1 3.1.1 3.1.1 3.1.1 圍束混凝土圍束混凝土圍束混凝土圍束混凝土

1. 1. 1. 1. 圓形或矩形斷面

圍束混凝土之應力-應變關係如圖二十，其關係式如下：

圍束混凝土曲線

未圍束混凝土曲線

ccεspεcoε

ccf ′

cf ′

cE

壓應力 cε

壓應力

cf

50ε

ccf ′5.0

desE

(1) ccc εε ≤≤0時

−=

−11

1n

cc

cccc n

Efεεε

(11)

(2) cc c cuε ε ε≤ ≤時

( )cccdesccc Eff εε −−′= (12)

(3)0cε ≤時

0=cf (13)

其中

圖二十 混凝土應力-應變關係曲線(Kawashima)

0.002 0.033 s yhcc

co

f

f

ρε β= +

′ (14)

ccccc

ccc

fE

En

′−=

εε

(15)

3.8cc co s yhf f fαρ′ ′= + (16)

2

11.2 codes

s yh

fE

fρ′

= (17)

40.018h

s

A

sdρ = ≤

(18)

其中

cf ：混凝土圍束應力；

cε：混凝土圍束應變；

ccf ′：混凝土圍束應力峰值；

ccε：混凝土對應於圍束應力峰值 ccf ′

之圍束應變；

cof ′：混凝土非圍束應力峰值；

coε：混凝土對應於非圍束應力峰值 cof ′

之非圍束應變(通常可取

為 0.002)；

cE：混凝土彈性模數；

sdeE：混凝土應力應變下降段之斜率；

sρ：圍束箍筋比；

hA：圍束箍筋之斷面積；

s ：圍束箍筋之間距；

d：圍束箍筋之有效長度，箍筋或中間繫筋所分割出圍束混凝土

內部的最大邊長；

yhf：圍束箍筋之降伏強度；

,α β ：斷面修正係數

1.0α﹦ ， 1.0β = （圓形斷面）

0.2α﹦ ， 0.4β = （矩形斷面）

2.2.2.2. 混凝土圍束極限應變

混凝土圍束極限應變如下式所示：

2cc

cu ccdes

f

Eε ε

′= +

(19)

3.1.2 3.1.2 3.1.2 3.1.2 非圍束混凝土非圍束混凝土非圍束混凝土非圍束混凝土

當 coccccc ff εε =′=′ 且時，為無圍束混凝土之應力-應變關係式如

圖二十。

3.23.23.23.2 鋼筋之組成律鋼筋之組成律鋼筋之組成律鋼筋之組成律

本文依日本道路橋示方書耐震設計編[8]之規定，鋼筋之組成律

以完全彈塑性模式為準，意即應變硬化的效應不予考量。

3.33.33.33.3 鋼筋混凝土橋墩斷面之彎矩鋼筋混凝土橋墩斷面之彎矩鋼筋混凝土橋墩斷面之彎矩鋼筋混凝土橋墩斷面之彎矩----曲率關係曲率關係曲率關係曲率關係

將橋墩斷面切割為很多的纖維元素(fiber element)，設斷面之撓曲

曲率為ϕ ，各纖維元素中心距橋墩斷面受壓側最外緣處之距離為 x，

則各纖維元素之應變可表示如下：

xci ⋅+= ϕεε (20)

式中 cε為受壓側最外緣處之應變。

將上式代入鋼材之組成律可得各纖維元素之應力 iσ，因此各纖維元

素所受軸力

iii AN ∆⋅= σ (21)

式中 iA∆為各纖維元素之面積。此時各纖維元素之軸力和與橋墩所受

軸力 N 應相等

∑=

=n

ii NN

1 (22)

式中 n 為纖維元素之數目。鋼橋墩斷面所受彎矩為

∑=

⋅=n

iii yNM

1 (23)

iy為各纖維元素中心至斷面中心軸之距離。有關彎矩-曲率之計算流

程如圖二十一[13]。

ANC /=ε

iCi x⋅+= ϕεε

ϕϕϕ ∆+=

iσ

iii AN ∆⋅= σ

∑=

⋅=n

iii yNM

1

∑=

→n

ii NN

1

MAXC εε >

εεε ∆+= CC

0=ϕ

圖二十一 彎矩-曲率計算流程

3.43.43.43.4 鋼筋混凝土橋墩撓曲強度之分析鋼筋混凝土橋墩撓曲強度之分析鋼筋混凝土橋墩撓曲強度之分析鋼筋混凝土橋墩撓曲強度之分析

以橋墩底部之曲率作為控判值，逐次增加曲率，由前述建立完

成之彎矩-曲率關係，可得到對應的橋墩柱底彎矩 BOTM，此時橋墩所

受水平力可計算如下：

h

MP BOT=

(24)

式中 h 為橋墩高度。設某斷面 i 距橋墩頂部距離為 ix，則其彎矩為

ii xPM ⋅= (25)

由彎矩-曲率關係可得其對應之曲率 iϕ，利用曲率面積法將各斷

面之曲率對 ix作積分，可求得橋墩頂部位移如下：

∫ ⋅=h

ii dxx0

ϕδ (26)

橋墩之力 P 與位移δ 關係便可建立。如此，即可求得鋼筋混凝

土橋墩之撓曲強度。

3.53.53.53.5 鋼筋混凝土橋墩剪力強度之分析鋼筋混凝土橋墩剪力強度之分析鋼筋混凝土橋墩剪力強度之分析鋼筋混凝土橋墩剪力強度之分析

鋼筋混凝土橋墩在承受地震力作用時，混凝土的剪力強度會隨

橋墩韌性之增大而呈現遞減的現象。

國內橋梁耐震設計規範修訂草案[14]參考 Aschhiem 等人之研

究成果但略作修正，規定橋墩之標稱剪力強度 nV(kg)計算如下：

n c sV V V= + (27)

箍筋提供之剪力強度 sV(kg)計算如下，但不得超過

'2.12 c ef A(kg)：

2h yh

s

A f DV

a

π= （圓形斷面） (28)

s sh yh

dV A f

a=

（矩形斷面） (29)

混凝土剪力強度 cV(kg)依下式計算：

( ) '0.53 0c c eV k F f A= + ≥ (30)

4.20

3.2

Rk

−= ≥ (31)

式(27)至(31)中

shA：沿剪力方向箍筋之總斷面積(含輔助繫筋)(cm

2)；

d ：沿剪力方向柱之有效深度(cm)；

a：剪力鋼筋之垂直間距(cm)；

eA：有效剪力面積，可取為

0.8 gA (cm

2)；

F ：與軸力有關之調整係數；

140 g

NF

A=

； 軸力為壓力時

35 g

NF

A=

； 軸力為拉力時

N ：軸力(kg)，壓力時取正值，拉力時取負值。

k ：混凝土剪力強度折減因子；

R ：韌性容量；

gA：柱之全斷面積(cm

2)；

R ：圓柱圍束區域之直徑(cm)。

橋柱非塑鉸區之標稱剪力強度可依式(27)計算，但其中

( ) '0.53 1 0c c eV F f A= + ≥ (32)

3.63.63.63.6 鋼筋混凝土橋墩容量曲線之分析鋼筋混凝土橋墩容量曲線之分析鋼筋混凝土橋墩容量曲線之分析鋼筋混凝土橋墩容量曲線之分析

將第 3.4 節所得之鋼筋混凝土橋墩撓曲強度與第 3.5 節所得之鋼

筋混凝土橋墩剪力強度疊合在一起，取二者之較小集合即為橋墩容

量曲線。由所得橋墩整體強度關係圖可判斷出橋墩之破壞模式有剪

力破壞模式(圖二十二)、由撓曲轉為剪力破壞模式(圖二十三)與撓曲

破壞模式(圖二十四)等三種[15]。此可供為整體橋梁 pushover 分析之

用。

δ

P

δ

P

圖二十二 橋墩之剪力破壞模式

圖二十三 橋墩之由撓曲轉為剪力破壞模

δ

P

3.73.73.73.7 鋼筋混凝土橋墩容量曲線之理論分析與實驗結果比較鋼筋混凝土橋墩容量曲線之理論分析與實驗結果比較鋼筋混凝土橋墩容量曲線之理論分析與實驗結果比較鋼筋混凝土橋墩容量曲線之理論分析與實驗結果比較

本節將以日本土木學會所進行的鋼筋混凝土橋墩反覆載重試驗

成 果 [16] 為 比 較 對 象 圖 二 十 五 所 示 矩 形 橋 墩 試 體 斷 面 為

40 40cm cm× ，有效柱高為 1.245m，斷面有效深度 d=36cm，主筋鋼筋

比

1.58%ρ = ，箍筋鋼筋比0.57%sρ =

，混凝土強度35.9cf MPa′ =

，主

筋降伏強度363yf MPa=

，

箍筋降伏強度368yhf MPa=

，橋墩所受軸力為 157kN。

橋墩容量曲線分析結果與試驗成果比較如圖二十六。分析所得

之撓曲強度與試驗成果頗為吻合，但分析所得之剪力強度則比試驗

成果較早發生衰減現象，顯示分析結果較偏保守，合乎設計實務之

需求。

圖二十四 橋墩之撓曲破壞模式

3.83.83.83.8 整體橋梁結構之整體橋梁結構之整體橋梁結構之整體橋梁結構之 pushoverpushoverpushoverpushover 分析分析分析分析

3.8.1 pushover 3.8.1 pushover 3.8.1 pushover 3.8.1 pushover 分析程序分析程序分析程序分析程序

各橋墩之力與位移關係依第 3.6 節建立以後，可予以等效雙線性

(或多線性)，並以等值彈簧(或二力桿件)替代橋墩作為整體橋梁結構

系統之子結構進行結構分析。當橋墩進入非彈性階段後，等值彈簧(或

圖二十五 鋼筋混凝土橋墩試驗示意圖[16]

二力桿件)即須以非彈性階段之勁度取代原彈性階段者，此即為所謂

的增量變勁度法。增量變勁度法係以各橋墩進入非彈性階段之時機

為分界，整體結構系統勁度將因橋墩勁度之改變而有變化，惟各階

段間仍均維持線性行為。加載過程配合結構特性分成數個階段進行

施加，採增量計算方式。故此法主要是將整體非線性的問題，轉化

成階段線性問題[15]，達成整體結構側推分析之目的。

茲將增量變勁度法之步驟說明如下[16]：

1.在第一階段加載過程(即各橋墩均在彈性階段)，施加總合力等

於設計地震力 designV之地震分佈力

( )xPe)1(

在整體結構上，求得各等值

彈簧的反力 (或二力桿件的軸力 ))1(

SiR與位移 (或二力桿件的變

位))1(

Si∆( i = 1~n ), n 為總橋墩數，並針對各橋墩計算其載重增量因

子：

)1()1(

Siyii ∆÷= δλ (33)

式中

yiδ：各橋墩之降伏位移。

整體結構之載重增量因子即為所有橋墩載重增量因子中之最小者：

( )nii ~1,min )1()1( == λλ (34)

故第一階段之力增量為：

designVP ⋅=∆ )1()1( λ (35)

而位移增量則為：

)1()1()1(

Sii ∆⋅=∆ λδ (36)

2.修正已達降伏狀態橋墩之等值彈簧(或二力桿件)勁度，施加第

二階段之地震分佈力( )xPe

)2(

在整體結構上，求得各等值彈簧的反力

(或二力桿件的軸力))2(

SiR及位移(或二力桿件的變位)

)2(Si∆

，此時在進

行各橋墩之增量因子計算時，應分別針對已降伏橋墩與未降伏橋墩

採下法計算之：

(1) 已降伏橋墩

)2(

)()2(

Si

LASTiui

i ∆−

=δδλ

(37)

式中

uiδ：橋墩 i 之極限位移；

)(LASTiδ

：橋墩 i 至上一加載階段為止之累積總位移。

(2) 未降伏橋墩

)2(

)()2(

Si

LASTiyi

i ∆

−=

δδλ

(38)

整體結構之載重增量因子即為所有橋墩載重增量因子中之最小者：

( )nii ~1,min )2()2( == λλ (39)

第二階段之力增量為：

designVP ⋅=∆ )2()2( λ (40)

而位移增量則為：

)2()2()2(

Sii ∆⋅=∆ λδ (41)

3.重複上述步驟，直到某一橋墩已達極限位移為止。

利用此種方法逐步進行靜力分析，即可求得第 j 加載階段之總

累積力)( jP 與總累積位移

)( jδ 如下：

∑=

∆=j

i

ij PP1

)()(

(42)

∑=

∆=j

i

ij

1

)()( δδ (43)

整體結構之側推曲線便可由)( jP 與

)( jδ 建立完成(如圖二十七)。

3.8.23.8.23.8.23.8.2 加載型式加載型式加載型式加載型式(Load Pattern)(Load Pattern)(Load Pattern)(Load Pattern)

當結構物進入非彈性階段後，其變形將因結構勁度軟化而大幅

增加，故地震力分佈應依橋梁結構在彈性與非彈性各階段之變形特

性予以調整。茲列述修正方法如下[17]：

1.依增量變勁度法，在第 j 個加載階段，以相當於橋梁單位長度

重量 ( )xW 之水平向載重施加於第 j 加載階段之橋梁結構系統上，求

得橋梁變位 ( )xδ∆ ，依下式計算分佈地震力:

( ) ( ) ( )( ) ( ) design

je V

dxxxW

xxWxP ⋅

∆⋅∆⋅=

∫ δδ)(

(44)

式中 designV為規範規定之設計地震力。

2.將( )xP j

e)(

施加於第 j 加載階段之橋梁結構系統上，依增量變勁

度法計算此加載階段之作用力增量)( jP∆ 與主要受力橋墩頂部位移增

量)( j

TOPδ∆，並求得第 1 ~ j 加載階段整體橋梁結構之力與位移累積

和

∑=

∆=j

i

ij PP1

)()(

(45)

∑=

∆=j

i

iTOP

jTOP

1

)()( δδ (46)

)( jP 與)( j

TOPδ為結構容量曲線上，第 j 與第 j + 1 加載階段之座標

分界點，至於第 j 加載階段內結構容量曲線上各點座標值可由

)1( −jP 、)1( −j

TOPδ、

)( jP 及)( j

TOPδ依線性內插求得。

依照上述此二步驟可建立出符合各加載階段變形特性之加載型

式。

由於 pushover 分析結果受載重形式影響甚巨，本節利用增量變

勁度法配合結構物進入非線性的時機逐步修正載重形式，可符合結

構線性與非線性變形的特性，此較 ATC-40[5]僅採用線性階段的變形

作為載重形式的計算依據更為合理。

3.8.33.8.33.8.33.8.3 負勁度效應的等效分析方法負勁度效應的等效分析方法負勁度效應的等效分析方法負勁度效應的等效分析方法

RC 橋墩常有由撓曲破壞轉為剪力破壞的模式發生，當剪力破壞

模式控制時，橋墩將呈現負勁度的現象，以往以力–強度為基準的

耐震能力評估，大多僅計及到剪力破壞模式剛要發生時的臨界狀

況，意即不考量其後負勁度的效應，將結構視同已經破壞。但實際

RC 橋墩產生剪力破壞後並不會導致橋梁立即崩塌，通常會隨其後變

形持續增加，終致無法承受垂直載重而崩壞。在進行耐震能力評估

時，可能須計及最大考量地震(2500 年回歸期)[14]的地震需求。對應

如此大的地震需求，若不考量負勁度的效應將使分析成果過於保

守，由此觀之，負勁度效應的考量確有必要。

一般結構線性分析軟體多半無法處理具有負勁度特性之桿件，

蓋因其元素勁度矩陣為負定(negative definite)，在勁度矩陣組合時會導

致結構不穩定(structural instability)的現象產生，使得結構分析無法繼

續進行。本節將依據基本結構力學原理，建構出負勁度效應的等效

分析方法，配合 pushover 分析程序，利用一般結構線性分析軟體來

建立整體橋梁結構的容量曲線。

依據前述原則，茲將桿件負勁度之詳細分析程序說明如下：

步驟一步驟一步驟一步驟一：：：：在第 m 加載階段若遇有負勁度桿件，則先行去除該等

負勁度桿件使整體結構成為一新的退化結構。

步驟二步驟二步驟二步驟二：：：：於該退化結構上施加第 3.8.2 節所述之階段載重，求取

對應於該負勁度桿件之端點變位 0δ、其他桿件之內力 Qk 與變形

%kq(k

為桿件編號)。

步驟三步驟三步驟三步驟三：：：：於該退化結構上沿該負勁度桿件方向施加一單位等效

力，求取對應於該負勁度桿件之端點變位 f 、其他桿件之內力 Uk與

變形%

ku 。

若該等效力真正之值為 X，則該負勁度桿件之端點變位可表為：

0 f Xδ δ= + × (47)

再根據負勁度桿件之特性依變形諧合條件列式如下：

0NEGATIVE

X XK

f Xδ δ= =

+ × (48)

由上式即可求得負勁度桿件之等效如下：

0

1

NEGATIVE

X

fK

δ=

− (49)

步驟四步驟四步驟四步驟四：：：：計算各桿件之內力 Rk與變形 kr% 如下：

Rk=Qk+Uk × X (50)

% %

k kkr q u X= + ×% (51)

如此即可計算此一加載階段所有桿件之內力與變形。

步驟五步驟五步驟五步驟五：：：：若在某一加載階段同時有n根桿件具有負勁度特性，則

每一負勁度桿件之端點變位( )iδ

( 1~i n= ，為負勁度桿件編號)、其他

桿件之內力�

kR 與變形 kr% 須修正如下：

01

( ) ( )n

i i ij jj

f Xδ δ=

= + ×∑, 1 ~j n= (52)

∑Un

1=jjkjk0k X×+)Q(=)R( (53)

% %0

1

( ) ( )n

kjk k jj

r q u X=

= + ×∑%

(54)

式中

( )iδ：對應於第 i 根負勁度桿件之總變位；

0( )iδ：階段載重作用在退化結構上，所引致之第 i 根負勁度桿件

之端點變位；

ijf：沿第 j 根負勁度桿件方向施加一單位等效力作用在退化結

構上，引致第 i 根負勁度桿件之端點變位；

jX：第 j 根負勁度桿件之等效力；

(R)k：第 k 根桿件之總內力；

(Q0)k：階段載重作用在退化結構上，所引致之第 k 根桿件之內力；

Ukj：沿第 j 根負勁度桿件方向施加一單位等效力作用在退化結

構上，引致第 k 根桿件之內力；

( )kr%：第 k 根桿件之總變形；

%0( )kq

：階段載重作用在退化結構上，所引致之第 k 根桿件之變

形； %

kju ：沿第 j 根負勁度桿件方向施加一單位等效力作用在退化結

構上，引致第 k 根桿件之變形；

依變形諧合條件：

01

( )( )

i iNEGATIVE i n

ii ij j

j

X XK

f Xδ δ=

= =+ ×∑

, 1 ~i n= (55)

求解式(55)之 n個聯立方程式可得各負勁度桿件對應之等效力

, 1 ~jX j n=，待各等效力式求取後，依式(53)~ (54)即可計得各桿件

之內力與變形。

步驟六步驟六步驟六步驟六：：：：依第 3.8.1 節所述方法求算本加載階段之載重增量因子( )mλ ，並依式(40)與(41)計算力

增量( ) ( )m m

designP Vλ∆ = ⋅與位移增量

( ) ( ) ( )m m mi Siδ λ∆ = ⋅∆

。

四四四四、、、、以結構性能為目標的橋梁耐震能力評估以結構性能為目標的橋梁耐震能力評估以結構性能為目標的橋梁耐震能力評估以結構性能為目標的橋梁耐震能力評估

4.1 4.1 4.1 4.1 利用第利用第利用第利用第 2222 章譜加速度修正係數之耐震能力評估方法章譜加速度修正係數之耐震能力評估方法章譜加速度修正係數之耐震能力評估方法章譜加速度修正係數之耐震能力評估方法

ATC-40 以繁複的迭代計算方式來求取結構物在某一耐震需求下

對應的結構性能點，其主要觀念係以耐震需求為輸入，結構性能為

輸出[5]。此種方法較適用於新設結構物的耐震設計，對於既有結構

物之耐震能力評估而言則似太過繁瑣。結構物耐震能力評估之基本

邏輯應以結構物的實際結構容量為基準，去反推其所能容忍的地震

需求，亦即應以結構性能為輸入，而以對應的耐震需求為輸出才較

合理[17]。因此本節將採用此一評估邏輯，考量三種不同的譜加速度

修正係數計算方法，分別建立其耐震能力評估程序，最後再進行比

較探討。

結構容量曲線建立之後，結構物的降伏位移 yδ、極限位移 uδ

與

後降伏勁度 Kα 等便可獲得，依橋址所屬地盤與韌性比 µ 可由表 1 所

列迴歸公式計得譜加速度修正係數 1SAR、 2SAR

與 3SAR，一旦譜加速

度修正係數計得之後，便可進行耐震能力評估。

本法係以初始彈性勁度作為等效勁度，故在計算譜折減係數

1SAR、 2SAR

與 3SAR時，須以初始彈性勁度對應的等效振動周期為基

準[18]。

結構性能點因係位於結構容量譜與非彈性結構需求譜二者之交

點上，故需同時滿足此二者之特性。故結構容量譜上之座標值：譜

加速度 ia與譜位移 pid

須分別等於非彈性加速度反應( )inelasticaS

與非

彈性位移反應( )inelasticdS

：

( ) iinelastica aS = (56)

( )d piinelasticS d=

(57)

本法採用的彈性與非彈性加速度反應譜關係如圖二十八所示，

圖中顯示橫座標結構物彈性振動周期可由四周期控制點 aT ~ dT

(均

可由規範提供之正規化加速度反應譜獲得)，分隔為五個區間如下：

(1) 剛體區( aT T≤)

( ) ( )a aelastic inelasticPGA Z g S S= × = =

(58)

因( )inelasticaS

為已知，由上式可求得對應的地表加速度係數 Z。

bTaT cT dT

aS

( )a inelasticS

( )a elasticS

(2)漸變區( a bT T T< ≤)

此一漸變區介於剛體區與加速度敏感區(acceleration sensitive)之

間，譜加速度修正係數也介於二者之間，計算如下：

( )1 11 a

b a

SARSAR T T

T T

−= + × − − (59)

同理，正規化加速度反應譜中等加速度區之 AC 常數亦須修正如下：

( ) ( ) ( )1 1 1 /A A a b aC C T T T T= + − × − − (60)

非彈性加速度可表示為：

( ) 1 1a A AinelasticS C PGA SAR C Z g SAR= × × = × × ×

(61)

由上式可得

( )1

a inelastic

A

SPGA Z g

C SAR= × =

× (62)

圖二十八 非彈性加速度反應譜示意圖

因( )inelasticaS

為已知，由上式可求得對應的地表加速度係數 Z。

(3)加速度敏感區( b cT T T< ≤)

此一區屬於加速度敏感區(acceleration sensitive)，譜加速度修正係

數也介於 1SAR與 2SAR

二者

之間，計算如下：

( )2 11 b

c b

SAR SARSAR SAR T T

T T

−= + × − − (63)

非彈性加速度可表示為：

( )a A AinelasticS C PGA SAR C Z g SAR= × × = × × ×

(64)

由上式可得

( )a inelastic

A

SPGA Z g

C SAR= × =

× (65)

(4)速度敏感區( c dT T<)

此一區屬於速度敏感區(velocity sensitive)，譜加速度修正係數也

介於 2SAR與 3SAR

二者之間，計算如下：

( )3 22 c

d c

SAR SARSAR SAR T T

T T

−= + × − − (66)

非彈性加速度可表示為：

( ) / /n na V Vinelastic

S C T PGA SAR C T Z g SAR= × × = × × × (67)

由上式可得

( )a ninelastic

V

SPGA Z g T

C SAR= × = ×

× (68)

(1)位移敏感區( dT T<)

此一區屬於位移敏感區(displacement sensitive)，譜加速度修正係數為

3SAR。

3SAR SAR= (69)

非彈性加速度可表示為：

( )a D DinelasticS C PGA SAR C Z g SAR= × × = × × ×

(70)

由上式可得

( )a inelastic

D

SPGA Z g

C SAR= × =

× (71)

4.24.24.24.2 具非飽滿遲滯迴圈結構物之耐震能力評估方法具非飽滿遲滯迴圈結構物之耐震能力評估方法具非飽滿遲滯迴圈結構物之耐震能力評估方法具非飽滿遲滯迴圈結構物之耐震能力評估方法

結構物若施工未臻完善、或經年使用造成材料老(劣)化，當結構

物承受反覆載重作用時，往往會有勁度衰減(stiffness degradation)、強

度退化(strength deterioration)、鋼筋混凝土結構物可能會有 pinching 效

應，此些情形均會使得結構物的遲滯迴圈不再呈現飽滿(well saturated)

的狀態，遲滯消能的效果將因而降減。

ATC-40 建議以阻尼修正因子 κ 來反映非飽滿遲滯迴圈的效

應，其相關遲滯阻尼計算如下：

( )basic

pipi

piypiybasiceff da

addaβ

κβκββ +

−=+=

7.630

(72)

式中 pid為譜位移； pia

為譜加速度； yd為譜降伏位移； ya

為譜

降伏加速度； basicβ為結構內含阻尼(一般取為 5%)。

ATC-40 將建築結構型態區分成如表 2 所列三大類，阻尼修正因

子 κ 隨等值黏滯性阻尼比(equivalent viscous damping ratio) 0β(%)與建

築結構型態之不同而有差異，其規定如表 3。一旦 κ 值決定之後，

將式(72)代入下二式即可計得譜折減係數：

( )( )

( )( ) 12.2

)ln(68.021.3

ln68.021.3

ln68.021.3 eff

code

eff

codeA

effAA AF

AFSR

βββ

ββ ⋅−

=⋅−⋅−

== (73)

( )( )

( )( ) 65.1

)ln(41.031.2

ln41.031.2

ln41.031.2 eff

code

eff

codeV

effVV AF

AFSR

βββ

ββ ⋅−

=⋅−⋅−

== (74)

表表表表 2 ATC-40 建築結構型態區分建築結構型態區分建築結構型態區分建築結構型態區分

地震作用延時 重要新設結構 一般既有結構 較差的既有結構

短 Type A Type B Type C

長 Type B Type C Type C

表表表表 3 ATC-40 有關有關有關有關 κ之規定之規定之規定之規定

結構型態 0β (%) κ

Type A

16.25≤

16.25>

1.0

( )0.511.13

y pi y pi

pi pi

a d d a

a d

−−

Type B

25≤

25>

0.67

( )0.4460.845

y pi y pi

pi pi

a d d a

a d

−−

Type C 任意值 0.33

上二式中 ASR 與 VSR分別為適用於等加速度區與等速度區之譜

折減係數。此二譜折減係數之容許下限值如表 4。

表表表表 4 ATC-40 規定規定規定規定 ASR 與與與與 VSR 之容許下限值之容許下限值之容許下限值之容許下限值

結構型態 ASR VSR

Type A 0.33 0.50

Type B 0.44 0.56

Type C 0.56 0.67

為研究有、無考量 κ 效應對譜折減係數之影響，首先將考量的

κ 值代入式(72)計得 effβ，再代入式(73)與(74)求得譜折減係數 ASR 與

VSR後，再令 1κ = 依相同方法求其對應的譜折減係數，並將二者相

除即可得譜折減係數的修正係數如下：

( )( )

( )

( )

63.73.21 0.68 ln

1 63.73.21 0.68 ln

y pi y pi

basicpi piA

AA y pi y pi

basicpi pi

a d d a

a dSRMSR

SR a d d a

a d

κβ

κκ

β

− − ⋅ + = =

= − − ⋅ + (75)

( )( )

( )

( )

63.72.31 0.41 ln

1 63.72.31 0.41 ln

y pi y pi

basicpi piV

VV y pi y pi

basicpi pi

a d d a

a dSRMSR

SR a d d a

a d

κβ

κκ

β

− − ⋅ + = =

= − − ⋅ + (76)

上二式即可反映非飽滿遲滯迴圈與飽滿遲滯迴圈之間有關譜折

減係數修正事宜。

對於雙線性系統而言，以譜位移 pid與譜加速度 pia

為變數的式

(72)可改寫成以韌性比 µ 與後降伏勁度比α 為變數的表示式如下：

( ) ( )( )0

63.7 1 1

1eff basic basic

κ µ αβ κβ β β

µ αµ α− −

= + = ++ −

(77)

同理，式(75)與(76)亦可改寫如下：

( )( )

( )( )( )( ) ( )( )

63.7 1 13.21 0.68 ln

1

1 63.7 1 13.21 0.68 ln

1

basic

AA

Abasic

SRMSR

SR

κ µ αβ

µ αµ ακκ µ α

βµ αµ α

− −− ⋅ + + − = =

= − −− ⋅ + + − (78)

( )( )

( ) ( )( )( )( )( )

63.7 1 12.31 0.41 ln

1

1 63.7 1 12.31 0.41 ln

1

basic

VV

Vbasic

SRMSR

SR

κ µ αβ

µ αµ ακκ µ α

βµ αµ α

− −− ⋅ + + − = =

= − −− ⋅ + + − (79)

上二式中，式(78)適用於加速度敏感區；式(79)則適用於速度敏

感區。式中 MSRA與 MSRV均為韌性比µ 、後降伏勁度比α 與阻尼修

正因子 κ 等之函數，又因 κ 隨不同的結構型態亦可以前二項變數

表示，故實際上 MSRA與 MSRV可完全以 µ 與α 表示之。

表 1 所列飽滿遲滯迴圈的譜加速度修正係數 SAR與韌性比 µ 之

關係，經 MSRA或 MSRV修正如下後即可反映考量結構物具有非飽滿

遲滯迴圈效應的非彈性行為。

(Sa)inelastic=(Sa)elastic × SARi × MSRA，i=1~2 (80)

(Sa)inelastic=(Sa)elastic × SARi × MSRV，i=1~2 (81)

五五五五、、、、實例分析實例分析實例分析實例分析

5.15.15.15.1 橋梁結構系統概述橋梁結構系統概述橋梁結構系統概述橋梁結構系統概述

本節將分析一座三跨等跨距(40m)之連續梁橋，上部結構由三根

2m 深的鋼版梁(plate girder)與 12m 寬、25cm 厚的鋼筋混凝土橋面版所

組合而成，上部結構單位長度靜載重為15.7 /Dw tf m=

。橋梁兩側的

下部結構為 6m 高的鋼筋混凝土橋台(編號為 A1 與 A2)，中間則為兩

根 8m 高的鋼筋混凝土橋墩 (編號為 P1 與 P2)，橋墩斷面為

1.8m×1.8m(如圖二十九)。

6 m

6 m

8 m

2 m

8 m

1.8

m

A1 與 A2 橋台頂部配設單向活動式支承，亦即在行車向為滾支

承(Roller Support)，垂直行車向為滾支承與止震鋼箱之組合，該止震

鋼箱之力與位移關係模擬如圖三十；P1 與 P2 橋墩頂部配設雙向固定

式支承，即不論行車向或垂直行車向均為鉸支承。在靜載重作用下，

A1 與 A2 橋台之支承反力為 1 4 251.2R R tf= =，P1 與 P2 橋墩之支承

反力為 2 3 690.8R R tf= =。本橋位於強震區，橋址屬第一類地盤，為

一重要性橋梁。

P1 與 P2 橋墩之混凝土強度為' 2240 /cf kgf cm=

，全斷面使用 68

根32φ 之主筋(強度為22800 /yf kgf cm=)；並使用13φ 之剪力箍筋(強

度為22800 /yf kgf cm=)，箍筋間距為 30cm；混凝土保護層 5cm。

圖二十九 橋梁耐震能力評估分析案例示意圖

Seismic resistant block ( Transverse Direction )

at abutment A1 & A2

0

50

100

150

200

250

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07

Displacement ( m )

Forc

e (

tf )

5.2 5.2 5.2 5.2 鋼筋混凝土橋墩力與位移關係鋼筋混凝土橋墩力與位移關係鋼筋混凝土橋墩力與位移關係鋼筋混凝土橋墩力與位移關係

依 3.1 節，P1 及 P2 橋墩之混凝土極限壓應變0.0042cuε =

，圍束

混凝土應力應變如圖三十一；依 3.2 節，P1 及 P2 橋墩底部之彎矩-

曲率關係如圖三十二。依 3.4 節可得橋墩撓曲強度，依 3.5 節可得橋

墩剪力強度，依 3.6 節可得橋墩柱頂力與位移關係如圖三十三，可知

該橋墩係為由撓曲轉為剪力之破壞模式，該關係並經三線性化成橋

墩容量曲線如圖三十四。

Stress - Strain Curve of Confined Concrete

0

50

100

150

200

250

300

0 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005

Strain

Str

ess

( kg

f /

cm^2

)

圖三十 A1 與 A2 橋台止震鋼箱在垂直行車向之力與位移關係模擬圖

圖三十一 P2(P3)橋墩混凝土應力應變圖

Moment curvature of P2 ( P3 )

0

500

1000

1500

2000

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012

Curvature ( 1/m )

Mom

ent

( tf

-m )

圖三十二 P2(P3)橋墩底部彎矩-曲率圖

Capacity curve of P2 (P3)

0

100

200

300

400

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0.11

Displacement ( m )

Fo

rce

( tf

)

圖三十三 P2(P3)橋墩柱頂力與位移關係圖

Capacity Curve of P2 (P3)

Tri-Linearized

0

50

100

150

200

250

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0.11

Displacement ( m )

For

ce (

tf

)

5.3 5.3 5.3 5.3 整體橋梁側推分析整體橋梁側推分析整體橋梁側推分析整體橋梁側推分析

利用增量變勁度法對於行車向及垂直行車向分別進行側推分

析，並求得結構容量曲線如圖三十五與圖三十六。

Capacity Curve of Total Structure ( Longitudinal Direction )

Tri-Linearized

0

100

200

300

400

500

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0.11

Displacement ( m )

Forc

e (

tf )

圖三十四 P2(P3)橋墩容量曲線圖(三線性化)

圖三十五 行車向結構容量曲線圖

Capacity Curve (Transverse Direction)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

Displacement ( m )

For

ce ( tf )

5.4 5.4 5.4 5.4 建立各種結構性能與對應地表加速度之關係建立各種結構性能與對應地表加速度之關係建立各種結構性能與對應地表加速度之關係建立各種結構性能與對應地表加速度之關係

1、PGA 對橋墩頂部位移關係

2、PGA 對橋墩底部撓曲曲率關係

3、PGA 對橋墩底部混凝土最大壓應變關係

4、PGA 對橋墩底部混凝土最大拉應變關係

5、PGA 對橋墩底部鋼筋最大壓應變關係

6、PGA 對橋墩底部鋼筋最大拉應變關係

7、PGA 對橋墩底部塑性轉角關係

8、PGA 對結構基本振動周期關係

9、地震回歸期(年)對橋墩底部最大壓應變關係

10、50 年耐用年限之超越機率(%)對橋墩底部最大壓應變關係

11、10%超越機率對應之最大耐用年限(年)對橋墩底部最大壓應

變關係

因 P1 與 P2 橋墩屬由撓曲轉為剪力破壞的模式，其遲滯迴圈並

非飽滿，故以前述 ATC-40 定義之 Type B 分析之，相關分析結果如

圖三十七、圖三十八、圖三十九、圖四十、圖四十一、圖四十二、

圖四十三、圖四十四、圖四十五。

圖三十六 垂直行車向結構容量曲線圖

Longitudinal direction

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

Displacement at the top of Pier 1 ( m )

PG

A (

g )

Longitudinal Direction

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 0.0021 0.0042 0.0063 0.0084 0.0105

Plastic rotation at the bottom of Pier 1 ( rad )

PG

A (

g )

圖三十七 行車向 PGA對 P1橋墩頂部位移關係

圖三十八 行車向 PGA對 P1橋墩底部塑性轉角關係

Longitudinal direction

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005

Max. compressive strain of concrete at bottom of Pier 1

PG

A (

g )

Longitudinal direction

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 0.5 1 1.5 2 2.5

Max. compressive strain of steel at bottom of Pier 1 (* )

PG

A ( g

)

yε

圖三十九 行車向 PGA對 P1橋墩底部混凝土最大壓應變關係

圖四十 行車向 PGA對 P1橋墩底部鋼筋最大壓應變關係

Longitudinal direction

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 2 4 6 8 10 12

Max. tensile strain of steel at bottom of Pier 1 (* )

PG

A (

g )

yε

Longitudinal Direction

0

50

100

150

200

250

300

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

Displacement at the top of Pier1 ( m )

Ret

urn

per

iod (

yea

rs )

圖四十一 行車向 PGA對 P1橋墩底部鋼筋最大拉應變關係

圖四十二 行車向地震回歸期對 P1橋墩頂部位移關係

Longitudinal Direction

0

20

40

60

80

100

120

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

Displacement at the top of Pier1 ( m )

50 y

ears

exc

eeda

nce

prob

ability

(

% )

Transverse direction

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

Displacement at the top of Pier 1 ( m )

PG

A (

g )

圖四十三 行車向 50年耐用年限之超越機率對 P1橋墩頂部位移關係

圖四十四 垂直行車向 PGA對 P1橋墩頂部位移關係

Transverse Direction

0

200

400

600

800

1000

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12

Displacement at the top of Pier1 ( m )

Ret

urn

peri

od (

yea

rs )

5.5 5.5 5.5 5.5 結果檢討結果檢討結果檢討結果檢討

1111、、、、行車向耐震能力檢討行車向耐震能力檢討行車向耐震能力檢討行車向耐震能力檢討

(1)圖三十七與圖三十八顯示結構物在降伏後其能抵抗的 PGA 呈

現增加的現象，但當負勁度發生後其能抵抗的 PGA 則有減少的情形

出現。

(2)圖四十一顯示 P1 橋墩底部鋼筋拉應變約達1.428 yε

時，整體結

構達降伏，自此之後開始產生遲滯消能的現象。圖三十九至圖四十

一顯示但因箍筋不足致使剪力破壞控制，遲滯消能效果不彰，導致

其能抵抗的 PGA 有瞬間減少的情形出現。

(3)圖三十八 中 P1 橋墩底部極限塑性轉角僅達 0.008663rad，顯

示非線性變形能力並不佳。

(4)圖四十二顯示本橋所能抵抗的地震回歸期約為 282 年，低於

一般新設橋梁需達 475 年之要求；圖四十三顯示 50 年耐用年限之超

越機率約為 16.3%，不符一般新設橋梁須低(等)於 10%之要求，此均

顯示本橋耐震能力不足，需進行耐震補強以增加其耐震能力。

2222、、、、垂直行車向耐震能力檢討垂直行車向耐震能力檢討垂直行車向耐震能力檢討垂直行車向耐震能力檢討

圖四十四顯示本橋所能抵抗的最大地表加速度約為 0.412g；圖四

十五顯示本橋所能抵抗的地震回歸期約為 860 年；50 年耐用年限之

超越機率約為 5.6%；顯示本橋垂直行車向耐震能力尚屬足夠。

圖四十五 垂直行車向地震回歸期對 P1橋墩頂部位移關係

六六六六、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

綜合本文所得成果，謹提出結論與建議如下：

1.本文建構適用於雙線性單自由度系統的譜加速度修正係數，提

供簡易且不失精確的回歸公式，並據以建立非彈性加速度與位移反應

譜，供為結構非線性分析之用，有助於更能準確與便捷地掌握結構非

線性性能。

不同的地表加速度歷時資料(與反應譜相互諧合)進行非線性動力

歷時分析可能會得到不同的分析成果，未來可利用多筆實際地表加速

度歷時資料利用本章所建議的方法進行大量的回歸分析，如此其涵蓋

性將能更臻完整。

2.側推分析結果受載重形式(load pattern)影響甚鉅，本文利用增量

變勁度法配合結構物進入非線性的時機逐步修正載重形式，可分別

符合結構線性與非線性變形的特性，此較 ATC-40 僅採用線性階段的

變形作為載重形式的計算依據更為合理。

3.國內橋梁耐震設計規範修訂草案[14]修正 Aschhiem 等人之研

究成果所建議的鋼筋混凝土橋墩剪力強度分析方法，經本文分析並

與實驗成果比較，發現修訂草案建議之剪力強度衰減有略偏保守的

現象，但精度尚在可接受的範圍，應能符合設計實務的需求。

4.結構物耐震能力評估的基本邏輯應以結構物的實際結構容量

為基準，去推估其所能容忍的地震需求，亦即應以結構性能為輸入，

而以對應的耐震需求為輸出才較合理。依據此邏輯，本文提出異於

ATC-40 所建議的耐震能力評估方法，可免除 ATC-40 者所需的繁複

迭代計算工作，也可避免其可能引致無法收斂的情況產生。依據本

文建構的耐震能力評估方法，各種結構性能(如橋墩頂部位移、橋墩

底部撓曲曲率、最大應變及塑性轉角等)與其對應的地表加速度、地

震回歸期及 50 年耐用年限之超越機率等關係將可明確地獲得建立，

橋梁耐震能力可以非常具體地表徵出來，有助於結構工程師更加清

楚掌控各種結構性能，更能提供業主作為耐震補強決策的技術參考。

5.有關結構物因勁度衰減(stiffness degradation)、強度退化(strength

deterioration)與 pinching 等效應，造成結構物的遲滯迴圈不再呈現飽滿

(well saturated)狀態，導致遲滯消能的效果因而降減之現象，ATC-40

之相關處理方式是否精度已足夠，仍有待更進一步的研究。

七七七七、、、、參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1)ISO：ISO 2394,General Principles on Reliability for Structures, (1998)。

(2)佐藤尚次，“設計法の國際標準に向けてどう對應していくべき

か”，橋梁と基礎， 第 34 卷， 第 8 期， 第 71 至 74 頁，東京(2000).

(3)SEAOC Vision 2000 Committee, VISION 2000-Performance- Based

Seismic Engineering of Buildings. (1995)

(4)ATC-32., Improved Seismic Design Criteria for California Bridges:

Provisional recommendations, Applied Technology Council, Redwood

City, California (1996).

(5)ATC-40., Seismic Evaluation and Retrofit of Concrete Building, Applied

Technology Council, Redwood City, California (1996).

(6)FEMA 273., NEHRP Guidelines for the Seismic Rehabilitation of

Buildings, Federal Emergency Management Agency, Washington, D.C.

(1997).

(7)日本鐵道總合技術研究所，“鐵道構造物等設計標準同解說－耐

震設計”，丸善株 式會社，東京 (1999).

(8)日本道路協會，“道路橋示方書同解說－耐震設計編”，丸善株

式會社，東京 (2002).

(9)金氏真，“土木構造物の維持管理とライフサイクルエンジニア

リング”，土木學會誌，Vol. 85，東京 (2000)。

(10)岡原美知夫，友永則雄，松井謙二，“性能設計時代の橋梁下部

構造の設計‧施工”山海堂，東京 (2002)。

(11)Anil K. Chopra, Rakesh K. Goel, Capacity-demand-diagram methods for

estimating seismic deformation of inelastic structures: SDF system,

Pacific Earthquake Engineering Research Center, Berkeley, California

(1999).

(12)Hoshikuma, J., Kawashima, K., Nagaya, K. and Taylor, A.

W. “Stress-strain Model for Confined Concrete in Bridge Piers,”

ASCE, Journal of Structural Engineering, Vol. 123, No. 5, 1997.

(13)Yu-Chi Sung, and I-Chau Tsai, “A new approach to performance-based

seismic evaluation for bridges,” Proceedings of the 3rd International

Workshop on Performance-Based Seismic Design and Retrofit of

Transportation Facilities, Tokyo (2002).

(14)交通部，“公路橋梁耐震設計規範複審成果報告書”，中華顧問

工程司，台北 (2002)。

(15)Priestley, M.J.N, F. Seible, and M. Calvi, Seismic Design and Retrofit of

Bridges, Wiley & Sons, New York, 1996.

(16)Japan Society of Civil Engineers, Cyclic loading test data of reinforced

concrete bridge piers, Ductility Design Subcommittee, Earthquake

Engineering Committee, Tokyo, 2001.

(17)宋裕祺，蔡益超，“以結構性能為目標的鋼橋耐震能力評估”，

中國土木水利工程學刊，第十四卷，第四期，第 603 至 615 頁

(2002).

(18)Yu-Chi Sung, I-Chau Tsai, Displacement-based seismic design using

yield point spectrum, Asian-Pacific Symposium on Structural Reliability

and its Application, Taipei (2003).

高屏溪橋斜張鋼纜索力檢核研究

摘摘摘摘 要要要要

鋼纜索力變化初於施工階段可透過油壓錶讀數配合鋼絞索伸長

量進行檢核，惟殆橋梁完工後，實需賴以一套簡單、迅速且可靠之

檢核方式測定鋼纜實存索力，有效預知鋼纜索力是否發生異常變

化，以便及早因應並採取相關應變維護措施。鋼纜索力檢核主要目

的在於確保橋梁施工線形與結構系統內應力均能維持在管理範圍

內，符合整體結構安全性及服務性之需求。本文旨在闡述以自然振

動法檢核鋼纜索力之理念與方法，並以南二高第 C381 標高屏溪橋為

範例進行說明。

一一一一、、、、概述概述概述概述

斜張鋼纜為斜張橋結構系統中變異性最大之組合構件，其力學

行為模式相當複雜，不僅受外力影響，亦與本身系統組成方式及細

部元件構造息息相關。為確保鋼纜安裝後功能能符合設計原意，斜

張鋼纜施工規劃需就線形與配置、細部組成元件及相關功能測試等

進行研討。

由於斜張橋線形及內應力受設計基本參數、施工條件、施工方

法、施工機具及鋼纜索力等影響，變異性亦視橋梁結構而定，故斜

張橋施工重點除需確認施工階段各項影響因素之正確性與合理性

外，鋼纜索力檢核實為斜張橋施工之重要關鍵。本文爰就南二高第

C381 標高屏溪橋斜張鋼纜之索力檢核理念與方法作一概述，期為往

後類似施工案例之參考。

二二二二、、、、鋼纜索力行為鋼纜索力行為鋼纜索力行為鋼纜索力行為

((((一一一一))))施工規劃施工規劃施工規劃施工規劃

由於鋼纜索力會隨結構系統及載重狀態之不同而改變，故雖鋼

纜設計圖已標示索力值，惟該值僅代表鋼纜於完工狀態受橋梁自重

屏東監造工程處

工 程 師 蔡同宏蔡同宏蔡同宏蔡同宏

高雄辦事處

經 理 莊輝雄莊輝雄莊輝雄莊輝雄

作用之相對應力，又可稱為相對應於主梁製造形狀之索力值，此一

索力值主要作為橋梁設計之依據，並未提供索力變化之訊息。

一般而言，造成索力變化之來源有二，一為通車期間受各種外

載重之影響；其次為施工階段因結構系統改變或施工載重所產生之

影響。前者與設計理念有關；後者則受施工方法與施工機具所影響，

設計圖上標示之鋼纜索力值則介於兩者之間，而鋼纜索力施拉目標

值為設計索力值扣除施工期間各項影響因素之累積值。

另外，設計階段所擬訂鋼纜相關資料於施工前置作業期間均須

重新檢核，主要原因在於索力分佈與橋梁施工方法及施工順序關係

密切，而鋼纜之幾何形狀又受索力所影響。為求確認鋼纜配置之基

本資料，鋼纜於施工初期需依擬訂之施工方法重新計算索力值，並

檢核設計階段所配置鋼絞線股數是否可同時滿足鋼纜於施工階段及

完工狀態之應力需求。

((((二二二二))))索力檢核方式索力檢核方式索力檢核方式索力檢核方式

由於斜張橋結構系統複雜，分析所需考量各項參數預測值均存

在有某一程度之偏差量，此一偏差量可能影響索力發展行為，故施

工時需持續且有效檢核索力變化情形，以利適時進行回饋。另斜張

橋於完工通車後，橋梁整體在長期索力、風力、地震力及車行活載

重下，鋼纜隨時間變化將可能產生應力鬆弛現象，造成斜張橋整體

結構系統應力的重新分配，進而影響橋梁之結構靜力及動力特性，

故橋梁於施工階段及完工通車服務後，有賴以一套簡單、迅速且可

靠的方法檢核鋼纜實存索力，以供日後橋梁維修與檢測之參考。

一般而言，鋼纜索力檢核方法主要包括（1）於鋼絞索表面或鋼

纜錨碇塊處裝設應變計（Strain gauge）進行量測；（2）於鋼纜錨碇

端部裝設量力器（Load cell），直接讀取索力值；（3）測定鋼纜中

垂量（Sag），根據鋼纜幾何位置及單位長度重量等資料，經由鋼纜

中垂量與索力關係式，推估鋼纜索力；（4）採用自然振動法（Ambient

Vibration Test），依據頻率與索力之關係式，推求鋼纜索力等【1、2、

3】。惟考量於鋼絞索裝置應變計除有其施工困難性，且不利鋼絞索

之長期耐久性外，作業所需經費相當高昂；相同地，於鋼纜錨碇端

部裝設量力器之量測方式，由於所費不貲，故此法亦不具經濟性。

若以鋼纜中垂量進行測定時，其施工作業常因外力，如風力或車行

載重造成鋼纜晃動而影響量測精度，降低推估鋼纜索力之準確性。

因此，利用自然振動法，藉由解析鋼纜頻率與索力之關係式，推估

鋼纜索力之方式為目前較可行且普遍採用之檢核方法，亦為本文之

闡述重點。

((((三三三三))))監測與調整監測與調整監測與調整監測與調整

鋼纜施拉索力作業前，除須依前置作業規劃鋼纜索力目標值、

施拉時機、施拉方式、施拉步驟及伸長量檢核計算表外，亦須設定

施拉作業完成之確認對象，其中包含索力值、主梁高程變化值及主

梁高程絕對值等。由於斜張橋結構系統勁度低，應力變異性相當高，

施工期間可能受施工順序、活載重、外在周圍環境改變或其他不確

定因素影響，造成橋梁整體結構系統應力重新分配，進而影響鋼纜

索力值，亦即橋梁施工線形之表現。因此在逐次完成每對鋼纜目標

索力值施拉作業後，即需透過索力檢核資料解析，同時配合檢視斜

張橋主側跨箱型梁監控點位之線形變化發展趨勢，適時調整並修正

鋼纜索力，以期橋梁整體結構線形及內應力能符合設計需求。

三三三三、、、、自然振動法自然振動法自然振動法自然振動法

自然振動法（Ambient Vibration

Test）係於斜張鋼纜上裝設一速度

計，當鋼纜受自然力擾動而產生激

振反應時，速度計可將此振動傳送

到ＦＦＴ分析器，經由快速傅立葉

轉換（Fast Fourier Transformation）

解析，判定振動波形內穩態反應之

振動頻率後，再透過鋼纜振動頻率

與索力之關係式即可求得鋼纜之

受力情形，亦即鋼纜索力大小，詳

圖一。

自然振動法解析鋼纜索力主要應用原理可分為以下兩類：

((((一一一一))))弦理論弦理論弦理論弦理論

忽略鋼纜之勁度及中垂量效應時，其行為似弦【1、2、3】，此

時鋼纜自然振動控制方程式可表為：

( ) ( ) ( ) ( )2

2 ,,

t

txYx

x

txYxT

dx

d

∂∂=

∂

∂ ρ （3.1）

此時，假設 T(x)=T ρ(x)=ρ且 ( ) ( ) tiexYtxY ω_

, = 則（3.1）式可簡化為

LxxYdx

xYdT ≤≤=+ 00)(

)( _2

2

_2

ρω

亦即

0)()( _

22

_2

=+ xYdx

xYd β （3.2）

LxT ≤≤= 0/22 ρωβ

（3.2）式之解析解可表為：

)cos()sin()( xBxAxY ββ +=

代入邊界條件 ( ) ( ) 00__

== LYY 得其自振頻率為：

snnnn f

W

Tg

L

nT πωπρ

βω 2=== ( ) Nnfgn

wLT s

n ∈= 2

2

24

（3.3）

其中：

T：鋼纜索力

L：鋼纜弦長

w：鋼纜單位長重

snf ：第 n 振動模態自振頻率理論值

n：鋼纜第 n 振動模態

ρ= w/g

((((二二二二))))模擬鋼纜振動模式模擬鋼纜振動模式模擬鋼纜振動模式模擬鋼纜振動模式

Zui【4】等學者，依據鋼纜性質計算出參數 Γ 與 ξ 範圍之不同

而有其個別適用之力與頻率關係式，其與弦理論模式之差別在於該

模擬鋼纜振動模式考量斜張鋼纜勁度及中垂量效應之影響，亦即假

設鋼纜弦垂比（sag-to-span ratio）δ 甚小，1

0

⟨⟨=L

sδ，鋼纜只在 x-y

平面振動，忽略 x 向移動（ ),( txv ＜＜y），且鋼纜弦垂曲線以

)(4

2xlx

l

dy −=

二次拋物線表示時，則鋼纜於 y 向之運動方程式可表

為：

0),(

)(),(),(

2

2

2

2

2

2

4

4

=∂

∂+∂∂−

∂∂−

∂∂

t

txv

g

w

x

yth

x

txvT

x

txvEI

（3.4）

其中：

EI：鋼纜撓曲勁度

),( txv ：鋼纜因振動於 y 方向產生之撓度

h(t)：因振動產生之鋼纜索力

w：鋼纜單位弦長重量

d：鋼纜中垂量

當考量第二或更高階振動狀態時，h(t)可忽略不計，故（3.4）式

簡化為：

0),(),(),(

2

2

2

2

4

4

=∂

∂+∂

∂−∂

∂t

txv

g

w

x

txvT

x

txvEI

經分離變數法【4】可知其解析解為 )()(),( tqxvtxv ×= 。此時，

考量鋼纜為單自由度自由振動系統，並導入系統角自振頻率 ω，則

),( txv 之常解可表為：

)cosh()sinh()cosh()sinh(),( 4321 xAxAxAxAtxv ααββ +++=

其中：

2442 )( ςγςα −+=

2442 )( ςγςβ ++=

gEIw

EIT ωγς == 42

2

經假設鋼纜兩端鉗緊，並導入一無因次參數L

EI

T ×=ξ，則可

得下式：

( ) ( )( ) ( ) ( ) 0sinhsincoshcos12 =+− LLLLn Bn βαξβαπη

其近似解【3、5】為：

（1）鋼纜具較小垂度時，即 Γ≧3，則適用於下列索力與第一

振動頻率關係式：

( ) ξ≤

−−= 1755.02.21

42

11

2

1 asf

c

f

cLf

g

wT

BBB

（3.5）

( ) 1766.11865.04

2

1

2

1 ≤≤

−= ξas

f

cLf

g

wT

BB

（3.6）

( ) 605.10828.04

2

1

2

1 ≤≤

−= ξas

f

cLf

g

wT

BB

（3.7）

（2）鋼纜具較大垂度時，即 Γ＜3，則適用於下列索力與第二

振動頻率關係式：

( ) ξ≤

−

−= 601.14.41

2

22

2

2 asf

c

f

cLf

g

wT

BBB

（3.8）

( ) 601758.133.603.1

2

22

2

2 ≤≤

−

−= ξas

f

c

f

cLf

g

wT

BB

B

（3.9）

( ) 17085882.02

2

2

2 ≤≤

−= ξas

f

cLf

g

wT

BB

（3.10）

（3）鋼纜長度較長時，適用於下列索力與頻率關係式：

( ) ξ≤≥

−= 20022.21

42

2

2nas

f

ncLf

gn

wT

Bn

Bn

（3.11）

其中：

−+×=Γ

5.031.0

5.031.0

cos128 53 ξξ

θδEA

wL

4wL

EIgc =

δ ：弦垂比

θ ：鋼纜傾斜角

因此在選定斜張鋼纜振動頻率後，即可經由上式求得鋼纜索力Ｔ值。

另有關鋼纜彈性模數 E 值之選定，由於鋼纜本身自重作用產生

中垂現象，此種幾何非線形的行為將使其彈性模數值降低，故一般

進行結構分析時是以等值彈性模數 eqE（Equivalent modulus of

elasticity）【5】來替代鋼纜彈性模數 E 值。一般說來，等值彈性模數

可分為正割模數 secE及正切模數 tanE

兩類，正切模數適用於靜載重為

主要控制要素；正割模數則是運用於鋼纜承受較大不同軸差應力，

且其精度亦較正切模數為高，兩者表示式如下：

( )( )E

l

EE

22

21

221

sec

241

σσγσσ ×++

=

當 21 σσ ≅ 時，令 21 σσ = ，則可得 tanE為

31

22

tan 12

11

σγ l

EE

×+=

亦即

( )E

l

EE

⋅××+

=

3

2tan

121

σγ

A

F

A

g == σγ

其中

secE：正割彈性模數

tanE：正切彈性模數

E ：理論彈性模數（E=19,000KN/cm2）

l ：鋼纜水平投影長

F ：鋼纜應力（自重+鋼纜索力）

A ：鋼纜有效斷面積 g ：鋼纜每米單位重

1σ ：鋼纜只承受自重（靜載重）之應力

2σ ：鋼纜承受外加載重（活載重）之應力

四四四四、、、、工程實例工程實例工程實例工程實例

現以第二高速公路高屏溪橋工程為例，簡要說明其斜張鋼纜施

工規劃及索力之檢核方式。高屏溪橋採單橋塔非對稱式設計，斜張

主橋全長 510 公尺，主跨 330 公尺為全銲接箱型鋼梁，側跨 180 公尺

為預力混凝土箱型梁，鋼筋混凝土 A 型橋塔高 183.5 公尺。另基於行

車視野及橋梁造型考量，鋼纜系統採單面混合扇形配置，一端錨碇

於橋塔塔柱，另一端則錨碇於箱梁中央處。另為兼顧橋梁安全性、

施工性及時程性，於橋塔兩側各配置十四組斜張鋼纜，除主鋼纜（Back

stay）由四根鋼纜組成外，其餘各組斜張鋼纜均包含兩根鋼纜，鋼纜

標準錨碇間距於側跨箱梁段為 11.8 公尺，主跨為 20 公尺，橋塔塔柱

則約為 3.8 公尺，其鋼纜配置詳圖二所示。

圖二圖二圖二圖二 高屏溪橋斜張主橋鋼纜高屏溪橋斜張主橋鋼纜高屏溪橋斜張主橋鋼纜高屏溪橋斜張主橋鋼纜配配配配置示置示置示置示意意意意

高屏溪橋承包商泛亞/大成/川田/利德（短期結合）依相關規定選

定奧地利 Vorspann Technic（VT）公司為斜張鋼纜組裝及施工協力廠

商，錨碇裝置採用 VT 公司所生產之 HIDYN 型式錨碇系統，詳圖三。

鋼絞索係由比利時 S.A.Fontainunion公司所生產之 15.7mm低鬆弛七線

鋼絞線組合而成，鋼纜外套管為奧地利 agru 公司生產之外著同軸射

出鮮紅色色層高密度聚乙烯套管，內部柔性灌漿材為法國 elf 微晶蠟。

另為確認各項組成構件能滿足本工程對斜張鋼纜功能需求，於

前置作業期間分別進行鋼絞線低鬆弛試驗、錨碇裝置兩百萬次反覆

載重疲勞試驗、外套管熱熔對接測試、微晶蠟試拌與試灌注以及預

力千斤頂律定測試等試驗，綜合上述試驗結果顯示，本橋鋼纜各項

構件功能均可滿足相關設計規定要求。

((((一一一一))))鋼纜索力檢核鋼纜索力檢核鋼纜索力檢核鋼纜索力檢核

綜合參酌國內外相關施工經驗後，本工程選定自然振動法為鋼

纜之索力檢核作業方式，另考量斜張鋼纜施工階段 1σ 與 2σ 之差異甚

大，故採用正割模數 secE為鋼纜之等效彈性模數進行結構分析。

上節所述鋼纜頻率與索力關係式（3.1 式至 3.11 式）雖有考量鋼

纜傾斜、中垂效應與撓曲勁度等，惟有關鋼纜弦長 L 值則並未清楚

說明，研判係因鋼纜錨碇區域結構機制複雜，不易清楚決定鋼纜弦

長所致。又鋼纜兩端錨碇處束制條件之差異，尤其是鋼纜錨碇裝置

前端之橡膠制振器（Neoprene seal）或彈性阻尼器（Elastomeric damper）

設置位置之不同，對鋼纜兩端鉗固作用也將隨之改變。

有鑑於此，Zui【4】等專家學者建議計算鋼纜弦長時，可考量取

鋼纜兩端錨碇座至橡膠制振器或彈性阻尼器中點間距離進行分析。

惟本橋斜張鋼纜並無設計橡膠制振器裝置，故進行分析時係採鋼纜

兩端錨碇座至喇叭套管前端彈性阻尼器中點間距離進行解析。圖四

及圖五分別為鋼纜編號 B113 及 B108 於施拉索力階段鋼纜自然振動

試驗值與由弦理論 3.3式及模擬鋼纜振動模式 3.11式之計算所得結果

之比較。

1 1.5 2 2.5

Frequency (Hz)

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Cab

le F

orce

(kN

)

B113 (2nd mode)String TheoryEq. 2.37Tests

圖四 鋼纜編號 B113 自振法試驗值與弦理論 3.3 式與 3.11 式之計算結果比較

弦 理 論

B113 (2nd mode)

模擬鋼纜振動模式

實 測 值

0.6 0.9 1.2 1.5

Frequency(Hz)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Cab

le F

orce

(kN

)

B108 (2nd mode)String TheoryEq. 2.37Tests

圖五圖五圖五圖五 鋼纜編號鋼纜編號鋼纜編號鋼纜編號 B108 自振法試驗值與弦理論自振法試驗值與弦理論自振法試驗值與弦理論自振法試驗值與弦理論 3.3 式與式與式與式與 3.11 式式式式之計算結果比之計算結果比之計算結果比之計算結果比較較較較

((((二二二二))))模擬鋼纜振動模式修正模擬鋼纜振動模式修正模擬鋼纜振動模式修正模擬鋼纜振動模式修正

由圖四及圖五中可看出試驗結果約略呈現一拋物曲線，且較接

近 3.11 式之計算結果，惟仍有一段差距。因此，為求得到一較精確

之鋼纜索力預測式，茲建議將鋼纜弦長 L 乘上一折減係數 K 以得 KL

值，隨後再將其代入 3.11 式取代 L 值，並經由統計學中之最小平方

法（Least square method），詳 3.12 式，求得使 iJ值最小之 K 值。如

此一來，即可求得鋼纜最合適弦長 KL 值【6】。

( )2

,2

2

6

22.21

4

−

−∑=

=reali

nnn

ni T

f

nCkLf

gn

wwJ

（3.12）

其中：

iw：第 i 條鋼纜第 n 振動模態之誤差權函數，其值設為 1

realiT：第 i 條鋼纜於索力施拉階段之設計索力

nf：鋼纜施拉索力後，自然振動法量測之第二至第六模態頻

率值

4, )(/ kLwEIgC =

B108 (2nd mode)

弦 理 論

實 測 值

模擬鋼纜振動模式

當檢核 K 值與鋼纜之關連性時，很難看出 K 值與每根鋼纜間有

任何關係存在，然若以（1-K）L 進行檢核時，吾人發現本橋有一 3.58

≤（1-K）L≤ 5.08 之關係式存在，且每根鋼纜之弦長縮短長度均不同，

推究可能原因為彈性阻尼器設置位置對每條鋼纜兩端鉗固作用產生

不同影響所致，惟其差異並不大，主要原因應為本橋斜張鋼纜錨碇

裝置與機制均相同之故【6】。

圖六及圖七分別為鋼纜編號 B113 及 B108 於索力施拉階段鋼纜

自振法之第二振動模態索力檢核試驗值與弦理論(3.3 式)、模擬鋼纜

振動模式修正（3.11 式配合 3.12 式）之綜合比較。

1 1.5 2 2.5

Frequency (Hz)

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Cab

le F

orce

(kN

)

B113 (2nd mode)String TheoryModified Eq. 2.37Tests

圖六 鋼纜編號 B113 自振法試驗值與弦理論、模擬鋼纜振動模式修正比較

0.6 0.9 1.2 1.5

Frequency(Hz)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Cab

le F

orce

(kN

)

B108 (2nd mode)String TheoryModified Eq. 2.37Tests

圖七 鋼纜編號 B108 自振法試驗值與弦理論、模擬鋼纜振動模式修正比較

B113 (2nd mode)

模擬鋼纜振動模式修正

弦 理 論

實 測 值

B108 (2nd mode)

實 測 值

弦 理 論

模擬鋼纜振動模式修正

((((三三三三))))其他索力檢核方式其他索力檢核方式其他索力檢核方式其他索力檢核方式

本橋於鋼纜施拉索力時，除以自然振動法監測鋼纜索力外，亦

隨機挑選某一鋼絞索裝設單鎗量力器（Mono Loadcell），同時檢核鋼

纜實際索力，詳圖八。另配合本橋監測研究計畫之規劃，裝設於主

跨鋼纜錨碇承壓板內側及側跨鋼纜錨碇螺帽處之鋼纜應變計亦可量

測鋼纜索力的變化情形，詳圖九。

經由比對各索力施拉階段鋼纜自振法索力檢核試驗值與單鎗量

力器量測值及鋼纜應變計讀數等資料發現，彼此間數值均相當一

致，詳圖十，故可確認利用自然振動法配合模擬鋼纜振動模式修正，

檢核鋼纜索力之作業方式相當合理可信。

另於鋼纜施工期間透過自然振動法之監測資料回饋，本工程共

進行兩次鋼纜索力調整作業。第一次是在施工至鋼纜編號 108 時(約

半數鋼纜施工數量)進行；最後一次則在完成所有鋼纜施工後，主跨

鋼構箱梁閉合節塊合攏且瀝青混凝土鋪面未鋪築前施作。由於先期

鋼纜索力規劃與施拉作業控制得宜，因此鋼纜於施工階段之橋梁線

形與拱度表現與原設計規劃值差異並不大，均在合理施工管理容許

範圍內，故索力調整作業僅選定數處鋼纜進行索力微調即符合原設

計需求。

0

2000

4000

6000

1 2 3 4 5 6 7

索力施拉階段

鋼纜

索力

值(K

N)

自振法試驗值

量力器監測值

應變計監測值

圖十 鋼纜編號 B108 於索力施拉階段之索力檢核比較

((((四四四四))))綜合討論綜合討論綜合討論綜合討論

有關鋼纜弦長 L 值之判定，本橋係採鋼纜兩端錨碇座至喇叭套

筒前端彈性阻尼器中點間距離，配合統計學之最小平方法求得鋼纜

最合適弦長 KL 值進行解析。表 1 為高屏溪橋鋼纜各項材料性質與參

數之比較。

表 1 鋼纜折減長度（1-K）L 值與 Lm 之比較

鋼纜編號 L

(m)

Lm

(m)

(1-k)L

(m)

ξ 鋼纜編號

L

(m)

Lm

(m)

(1-k)L

(m)

ξ

B100 218.9 4.285 5 311.81 F100 327.0 5.22 5 498.98

B101 218.2 5.155 5 309.11 F101 325.0 5.945 5 495.83

B102 206.9 4.78 5 363.39 F102 305.6 4.445 5 645.63

B103 195.1 4.79 5.075 311.28 F103 285.6 5.54 5.075 507.96

B104 183.4 4.815 4.943 313.72 F104 265.7 5.215 4.943 452.98

B105 171.8 4.85 4.943 300.85 F105 245.9 5.16 4.943 403.80

B106 160.4 4.895 4.811 269.19 F106 226.2 5.085 4.811 315.78

B107 149.0 4.955 3.576 248.51 F107 206.7 5.025 3.576 275.77

B108 137.8 5.265 4.686 227.89 F108 187.4 4.98 4.686 245.73

B109 126.9 5.125 4.568 222.82 F109 168.3 4.935 4.568 238.55

B110 116.4 5.455 4.568 218.17 F110 149.5 4.855 4.568 239.17

B111 105.9 5.558 4.449 221.27 F111 131.3 4.785 4.449 229.75

B112 96.0 5.993 4.693 216.69 F112 114.5 5.38 4.693 201.60

B113 86.6 6.525 4.937 152.19 F113 98.0 5.655 4.937 151.35

B114 78.1 9.31 5 163.74 F114 83.4 7.85 5 99.65

由表 1 之統計結果得知，主側跨鋼纜編號 100 至 106（長度較長）

之折減長度（1-K）L 值與鋼纜兩端錨碇座至喇叭套筒前端彈性阻尼

器中點長度 Lm 幾乎相等。換言之，若計算此類鋼纜弦長 L 採兩端錨

碇座間距離，亦即扣除 Lm 值，則可得最合適弦長，故推論此類鋼纜

之模擬端點，亦即最合適弦長應採兩端錨碇座間距離為宜。

鋼纜編號 107 至 112（長度較短）之折減長度（1-K）L 值與 Lm

則有一明顯差距，且 Lm 均大於（1-K）L 值，亦即此類鋼纜經扣除

折減長度（1-K）L 後，鋼纜兩模擬端點仍位於兩端錨碇座至喇叭套

筒前端彈性阻尼器之間，符合 Zui 等相關專家學者之建議鋼纜弦長。

另鋼纜編號 113 與 114 之折減長度（1-K）L 值與 Lm 差距較大，推究

其可能原因為鋼纜長度較短且 ξ＜200，故鋼纜之合適弦長 KL 值推

算應以 3.8 式進行解析較為適當。

五五五五、、、、結論結論結論結論

斜張鋼纜為斜張橋結構配置之主軸，亦是橋梁整體應力傳遞過

程中之主要路徑，因此如何確保其施工品質為斜張橋之施工重點。

由於鋼纜索力分佈與全橋內應力及線形拱度息息相關，故鋼纜索力

變化檢核為斜張橋施工期間及通車後之施工重點。本文歸納彙整相

關專家學者建議，以自然振動法配合模擬鋼纜振動模式修正，推估

鋼纜實存索力之方式，應值得推薦為檢核斜張鋼纜索力之參考。

六六六六、、、、參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1)Kyska, R., Koutny, V., Rosko, P., “Tension measurement in Cables of

Cable-Stayed Bridges and in Free Cables”, Proc. Of the Second Conf.

On Structures and Environment, Zilina, Slovakia, April 1991, pp.190-194.

(2)Casas, J.R., “A Combiined Method for Estimating Cable Forces:The

Cable-Stayed Alamillo Bridge”, Structural Engineering International,

Vol. 4, April 1994, pp.235-240.

(3)Humar, J. L., ”Dynamics of Structures”, Prentice-Hall, Inc.,

Englewood Cliffs, N.J., 1990.

(4)Zui, H., Shinke, T., Hironaka, K., and Nishimura, H., “Practiceal

Formulas for Estimation of Cable Tension by Vibration Method”,

Journal of Structural Engineering, Vol. 122, No.6, June 1996, pp.651-656.

(5)Niels J. Gimsing., ”Cable Supported Bridges”, JOHN WILEY & SON,

Inc., 1990.

(6)董士龍，”以微振法探討斜張橋於施工中及全橋載重試驗階段斜

張鋼纜索力之變化，國立成功大學土木工程研究所，碩士論文，

民國八十九年七月。

(7)莊輝雄、蔡同宏，”高屏溪橋監測計畫概述”，中華技術，第五

十二期，民國九十年十一月。

(8)蔡同宏、莊輝雄，”斜張鋼纜索力檢核探討”，結構工程，第十

七卷，第四期，民國九十一年十二月。

(9)蔡同宏、莊輝雄，”微振法監測鋼纜索力之理念方法及適用性探

討”，土木工程技術，第六卷，第四期，民國九十一年十二月。

韓國大邱市地鐵火災事故初步檢討與省思

摘摘摘摘 要要要要

大眾捷運系統肩負都會區主要交通運輸之重任，為達便捷之目

的，捷運路網大都採地下化結構興建，由於屬於吸納大量人潮進出

的地下半封閉空間，設計上必須將消防安全的特殊性充分納入考

量，才可確保乘客的安全。本文藉韓國大邱市地鐵火災事故發生之

契機，檢討災害發生原因以及思考消防逃生設計改善的空間。

一一一一、、、、前言前言前言前言

2003 年 2 月 18 日上午 9 時 55 分，韓國第三大城市大邱市的地

鐵遭人為蓄意縱火，大火 3 小時後才被撲滅。火災發生於中央路車

站內之電聯車內，其後駛入車站的列車亦被波及而起火，截至 3 月 3

日止，共造成 198 人死亡，並導致大邱市地鐵系統陷入癱瘓，市中心

秩序混亂，就鐵路火災而言，幾為歷史上前所未有的重大事故。由

於捷運為世界各大都市普遍採用的公共交通工具，我國台北捷運每

日有近 100 萬人次使用，為了防止類似事件的發生，必須詳細探討火

災產生、災害擴大及人員死傷發生原因等，以利研擬防止對策。

二二二二、、、、推估災害過程推估災害過程推估災害過程推估災害過程

根據媒體報導目擊者之言，災害當日上午 9 時 55 分，當大邱市

地鐵 1 號線的 1079 號列車駛入位於市中心最繁華的中央路車站時，

一名 50 餘歲男子在車門開啟之際，從隨身攜帶的黑色皮包內掏出一

只綠色塑膠製牛奶瓶，並用打火機引燃瓶內的可燃液體，隨即扔進

車廂內，大火瞬間蔓延。車廂內起火後，地鐵車站的電力設備立刻

自動斷電，車站內漆黑一片，列車門也因斷電無法開啟。由於車廂

內沒有自動滅火裝置，在 1079 號列車燃起大火之際，正巧 1085 號列

車也抵達中央路車站，並隨即燃燒。據悉，在火災發生時，出事兩

列地鐵列車上總共約有 800 名乘客，乘客們慌忙逃命。由於車廂內及

月台均彌漫著大量有毒氣體，許多乘客因來不及逃離而窒息死亡。

地 工 部

組 長 何泰源何泰源何泰源何泰源

地 工 部

經 理 陳福勝陳福勝陳福勝陳福勝

最後，兩列列車的 12 節車廂全部被大火燒毀。推估災害過程，詳圖

一所示。

�

2003 年 2 月 18 日上午 9 時 55 分，

1 名男子在 1079 號列車縱火。

�

1080 號列車正好駛入月台，2 列

車先後起火，地鐵車站內因斷電

一片漆黑。

�

2 列車共 12 節車廂著火，1080 號

列車延遲 5 分鐘才打開車門，2 列

車共 800 餘名乘客慌忙逃命，造

成大量人員死傷。

(摘自新華社,2003.2.20)

圖一 地鐵火災過程推估示意圖

據當地消防部門事後勘查顯示，在 1079 號列車起火後進站的

1080 號列車車廂內發現幾十具屍體。幸存的駕駛員稱，當時他接到

車站控制室發出的指令是，車站月台發生火災，進站時要注意安全。

幸存乘客也證實，1080 號列車進站時月台上已經是濃煙彌漫。由於

兩列車進站時間只差 3 分鐘，如果控制室當機立斷命令 1080 號列車

NO.1079 列車列車列車列車

站外停車或通過，應可以避免更多的傷亡。更要命的是，1080 號列

車進站後，由於控制室在起火後採取斷電措施，列車無法繼續前行，

當時車廂的門全部關閉，駕駛員猶豫了 5 分鐘後才以手動方式開啟

部份車門，但此時已有部分車門開啟失靈，數十名乘客逃生無路，

被活活燒死。(詳圖二及圖三)。

(照片來源：北方網，2003.2.20)

圖二 幸存乘客所拍攝火災發生初始車廂內煙霧彌漫情形

(照片來源：路透社，2003.2.19)

圖三 大邱市地鐵火災現場搶救情形

調查還發現，發生事故的中央路車站緊急設施嚴重不足。火災

發生後電力自動中斷，但車站內竟沒有設置指引出口的緊急照明設

施，眾多乘客只能在黑暗中摸索逃生，雖然大邱市警方及消防隊人

員迅速趕到現場，並有 60 餘輛消防車前來救援，但由於車站內一片

漆黑，有毒氣體彌漫，救援人員一時難以直接進入現場救援。另外，

通風口的數量和通風能力也嚴重不足，事發一個多小時後，地下車

站仍是煙霧彌漫，並經由通風管道漫延至大邱市區的地下商場，給

消防隊員的搶救工作帶來很大困難。(詳圖四及圖五)

根據初步相關報導顯示，本次地鐵災害有幾項特點如下：

(1)雖然火災係縱火所致，但車廂內大火延燒至後續進站列車，

車站亦被波及。(電聯車材料之防火性能不佳)

(2)大量死亡人員發生於車廂內。(火災時之運轉策略及車站內消

防設施不足)

(3)地下車站內及周邊地區受大量濃煙波及。(車站通風及排煙系

統設計不佳)

(照片來源：新華網，2003.2.18)

圖四 大邱市地鐵車站冒出大量濃煙(由高空觀察)

(照片來源：新華網，2003.2.19)

圖五 大邱市地鐵車站冒出大量濃煙(由地面觀察)

三三三三、、、、 世界各國之隧道內鐵路火災案例世界各國之隧道內鐵路火災案例世界各國之隧道內鐵路火災案例世界各國之隧道內鐵路火災案例

由過去世界各國的災害案例，比對本次韓國大邱市地鐵火災的

特性，應可從中找出未來改善的策略。茲根據日本建築學會防火委

員會所統計的資料製作成表 1。

表 1 世界各國隧道內鐵路火災的案例

日期 地點 災害概述 損失概況 1968/ 1.27

日本東京營團 地下鐵日比谷線

六本木站~神谷町站間

運行中的列車的抵抗器起火，緊急讓乘客下車，將列車回送修廠途中突然無法運轉，且列車連繫管道中斷，導致消防活動遲滯。

1 節車廂全燒、2 節燒毀。傷患 11 人(含消防人員)

1972/ 11.6

日本國鐵 北陸隧道

運行中的餐車漏電起火，在隧道內緊急停車。曾試圖將餐車與客車分離失敗，隧道內死傷慘重，有許多旅客由救援列車救助脫離現場。

餐車全燒，1 節車廂燒毀，死亡 30 人、傷患 714人。

1983/ 8.16

日本名古屋 地下鐵

東山線榮站

地下 2F 變電室內的整流器故障起火，濃煙擴散至鄰近之地下街，由於停電導致 2 列車在隧道內停車。

變電室部分燒毀，死亡 2人(消防人員)、傷患 5 人。

1985/ 9.26

日本東京營團地下鐵 半藏門線涉谷站

在車站內停車中的電聯車下部軸承破損發熱而起火。

車廂部份燒毀，無死傷，旅客 2800 人緊急避難。

1988/ 9.21

日本 關西近鐵 生駒隧道

供電電纜起火，電聯車停止在隧道內。幸好可利用舊隧道充當乘客逃生避難及消防人員進入的路徑。

燒毀電纜等設備，死亡 1人，傷患 57 人。

1992/ 8.29

日本東京都營三田線 春日站~白山站間

電聯車底部設備脫落，引發車站變電所的高速度遮斷器動作，使列車緊急停車。

電聯車受損、無死傷，乘客自行步行走出隧道避難。

1964/ 4.21

美國紐約地下鐵 Grand central 站

停止中的電聯車起火，導致車站火災。由於清晨乘客稀少，人員損害較輕。

傷患 13 人。

1969/ 5

Pen central 鐵路 哈德森河底隧道

電聯車抵抗器遇熱起火，無法行進。由後續列車將故障列車推至隧道外滅火。

死亡 1 人，傷患 8 人。

1979 /1.14

美國舊金山灣高速鐵路 舊金山海底隧道

下行線電聯車迴路遮斷器故障起火，在隧道內停車，乘客由上行線列車救出。

5 節車廂全燒，1 節燒毀，死亡 1 人，傷患 10 人。

1979/ 9

美國賓夕法尼亞州 交通局地下鐵

行車中列車變壓器短路起火。 傷患 178 人。

1987/ 11.18

倫敦市 地下鐵

木製電扶梯的間隙內，因乘客亂丟煙蒂起火，火勢漫延至其上之售票處，引起大量死傷。在月台的旅客部份由列車疏送避難。

車站約燒毀 500m2 面積，死亡 31 人，傷患 50 人。

1995/ 10.28

Azerbaijan 首都 baku 市營地下鐵

行車中的地下鐵電聯車起火。 死亡約 300 人，傷患約 270人。

2000/ 11.11

奧地利 喀普倫山岳隧道

載滿滑雪旅客的電纜車在出發時起火，由於路線超過一半長度為隧道，災情擴大，乘客約半數死亡。

死亡 155 人。

(摘譯自日本建築學會防火委員會,2003.2.21)

四四四四、、、、本次地鐵火災之檢討與省思本次地鐵火災之檢討與省思本次地鐵火災之檢討與省思本次地鐵火災之檢討與省思

大眾捷運系統消防逃生之基本原則為避免人為災害發生、防止

天然災害造成生命財產損失，當不幸發生時能迅速疏散乘客、避免

乘客受到傷害，並避免災害擴大造成二次傷害，使捷運系統受損減

至最低。台北捷運系統營運所需之消防及逃生系統，係依據台北市

政府捷運工程局頒發之「台北都會區大眾捷運系統消防設計手冊(地

下車站與隧道篇)」(89.2)、國內建築技術規則、消防法規，及相關災

害防救法規，並參考國外捷運系統火災事故之經驗，於細部設計上

作整體之考量，必須涵蓋下列措施：

(1)儘量防止災害發生。(材料不燃化，禁止攜入易燃物、危險物、

禁止使用瓦斯等)。

(2)災害初期階段之感知。(光電式偵煙感知器、補償式溫度感知

器、熱線式感知器、閉路電視等)。

(3)人員迅速避難。(逃生梯、安全門、避難方向指示等設施)。

(4)抑制災害擴大。(防火區劃、防煙區劃等)。

(5)消防設備。(各種滅火設備、排煙設備等)。

針對韓國大邱市地鐵火災事故的特性，我國捷運系統設計上可

再檢討的項目，茲探討如下：

((((一一一一))))電聯車內裝材料之耐燃性檢討電聯車內裝材料之耐燃性檢討電聯車內裝材料之耐燃性檢討電聯車內裝材料之耐燃性檢討

根據韓國地鐵火災事故之災害鑑定，發現車廂採用許多可燃材

料，導致大火延燒及有毒氣體，是產生大量人員死傷之主因，詳圖

六及圖七所示。

(照片來源：美聯社，2003.2.20)

圖六 大邱市地鐵火災車廂燒毀狀況

(照片來源：新華社，2003.2.20)

圖七 大邱市地鐵縱火案車廂內調查採證

台北捷運電聯車的材料採用美國 NFPA130 的最高國際標準，車

體使用高燃點的不銹鋼，車體內有防火的玻璃纖維耐熱棉，車廂內

的裝備如椅子、地板均使用耐燃材料，且通過 45 分鐘的耐燃試驗，

燃燒時產生煙量少、無毒性。

由於近年鐵路車廂朝輕量化發展，車體及內裝有逐漸採用高分

子材料(如塑膠、橡膠等)之傾向，此等可燃物車輛本身的功能上不易

由無機材料取代，因此，其燃燒時的特性必須再進一步釐清。尤其，

日本及世界上各主要國家評估電聯車材料的防火性能試驗方法，係

以漏電火災、人為過失火災所引起之小規模火災為對象，對於人為

縱火、恐怖活動引起之大規模火災，原防火性能試驗方法及評估標

準是否適用等，仍有進一步研究之必要。

((((二二二二))))地下車站之消防逃生系統設計檢討地下車站之消防逃生系統設計檢討地下車站之消防逃生系統設計檢討地下車站之消防逃生系統設計檢討

由於地下車站屬特殊封閉性之環境條件，為確保系統正常營運

及緊急狀況時之乘客安全，設計時應採取以下之基本考量：

(1)足夠之設計容量

車站內之乘客設施，如：樓梯、電扶梯、走道、自動收費設備、

緊急樓梯、月台寬度等之容量，需容納預估尖峰小時運量之需求，

並需符合美國國家消防協會 NFPA130 對逃生避難時間之規定。

(2)設施之安全設計

如電扶梯兩端之安全淨距規定、電扶梯邊緣與結構物之最小間

距規定、月台邊緣之警戒線距離、電聯車車廂與月台間之最小間距、

避免公共區之死角空間、透明電梯之使用、監測器之安裝位置、驗

票柵門之緊急使用、多重通訊管道消防設施之配置、防火建材之使

用、明確的標誌系統等。

(3)建立新的安全區

利用環控系統正負壓之煙控模式，及配合防火、防煙區劃方式

建立新的安全區。

由於地下車站屬封閉性空間，緊急時方向性不易辨識，過去對

於此等空間之不特定群體之避難行為鮮有研究，即使有初步研究成

果，亦不易進行群體避難行為之現場驗證。因此，不易瞭解發生緊

急狀況時的真正安全需求，未來對於避難設施的軟、硬體之設計考

量原則，仍有進一步評估檢討之必要。

((((三三三三))))電聯車火災之災害擴大防止策略檢討電聯車火災之災害擴大防止策略檢討電聯車火災之災害擴大防止策略檢討電聯車火災之災害擴大防止策略檢討

本次大邱市地鐵火災事故，由於係發生於行進中或停止中的電

聯車火災，加上車門無法開啟以致造成大量死傷。因此，有必要檢

討車廂內火災之擴大防止策略，此策略主要在於確保車廂內裝及座

椅之耐燃性，如果此點無法確保時，必須進一步檢討防止車廂間之

相互延燒、控制濃煙擴散等方法，並對電聯車之運行方式做一檢討。

同時，對於過去幾乎無法想像的情況，如電聯車火災波及同一

車站內的其他列車，未來應思考由車站設施軟、硬體著手改善，並

研究利用他側月台的列車緊急進行救援或避難活動的可能性。

((((四四四四))))地下車站之排煙系統檢討地下車站之排煙系統檢討地下車站之排煙系統檢討地下車站之排煙系統檢討

捷運的隧道一般均設有通風井及通風機，而且排風時係一端送

風、一端抽風，風量須能確保濃煙朝一個方向移動，讓乘客可逆風

逃生。

地下車站的月台層一般會設置機械排煙設施，但是地下車站並

非完全密閉的空間，它有較開放性的穿堂層與隧道之接續口，以及

樓梯、電扶梯等曲折的開口結構物，使細部設計所實施之煙控模擬

的難度大幅提昇。目前，國內一般採用英國 Computational Dynamics

公司發展的 STAR-CD 程式進行三維計算流體力學分析，以確認排煙

系統之流場與排煙效果等。但是 2 列車同時發生火災之條件下，正

常的設備規模不易有效排煙，因此，仍應由濃煙控制的觀點，於火

災初期極力控制燃燒的規模。

五五五五、、、、結論與建議結論與建議結論與建議結論與建議

根據台北市捷運局所頒佈的「台北都會區大眾捷運系統消防設

計手冊(地下車站與捷運篇)」(89 年 2 月)之規定，對於捷運地下車站

之消防安全所需之各系統設計理念及準則皆有明確規定，包括建築

避難規劃、裝修材料、防火與防煙區劃、避難逃生標示、緊急照明

設備、排煙系統、滅火設備、警報設備，以及緊急應變體系等。檢

視韓國大邱市地鐵火災之特性，如相同事件發生於我國，研判應不

致於釀成重大災害，惟為進一步確保乘客的安全，消防逃生設計理

念亦應隨社會進步、新理論或新設備的發展而有所更新。本文已在

第四章提出 4 點可供檢討的項目，希望藉此次大規模地鐵火災事故

之企機，我國消防逃生設計理念亦能獲得飛躍性的發展。

參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1)台北市捷運局，「台北都會區大眾捷運系統消防設計手冊(地下車

站與捷運篇)」，2000 年 2 月。

(2)日本建築學會防火委員會，「韓國大邱市地鐵火災報導」，2003 年 2 月

21 日。

氯化鈉及氯化鈣混合鹽對焚化爐壽命

之影響

摘摘摘摘 要要要要

本研究分別以 SB450、A24、A26 等三種合金，沉積 2mg/cm2之 18

wt % 氯化鈉及 82 wt % 氯化鈣混合鹽，於 550℃靜滯空氣之恆溫爐

中，進行 2、4、6、12、24 小時之高溫腐蝕，藉此了解混合鹽對此

三種合金於高溫腐蝕反應之情形，及對焚化爐壽命之影響。結果顯

示，沉積氯化鈉及氯化鈣混合鹽之高溫腐蝕結果，遠比無沉積化合

物之腐蝕程度嚴重約 5 至 8 倍，且比沉積純氯化鈉之腐蝕程度嚴重

約 2.5 至 2.7 倍。在實際應用上，若飛灰產生沉積鹽為氯化鈉及氯

化鈣組成時，位於焚化爐第三煙道之過熱汽管組，鋼材即會遭受相

當嚴重之高溫腐蝕。

一一一一、、、、前言前言前言前言

垃圾焚化廠[1][1][1][1]（垃圾資源回收廠），在燃燒廢棄物時，常因塑膠

類之垃圾於高溫所釋放之氯氣，或與其他物質化合成氯化物，如氯

化鈉及氯化鈣等，而使焚化爐及週遭設備遭受到各種氯化物高溫之

腐蝕。文獻指出[2][2][2][2]，垃圾焚化廠之「飛灰」成分依取樣位置之不同，

可分為：

1. 底灰：主要為 Ca8Si5O18及 SiO2。

2. 微細之反應灰：為 CaCl2、Ca(OH)2‧H2O 及 Ca(OH)2。

3. 浸漬過之反應灰：為 CaO、CaCl2、Ca(OH)2‧H2O 及 Ca(OH)2

等。

另有文獻指出[3,4]

，飛灰經「水洗前處理」後，可去除飛灰中 90%

以上的氯，40%的鈉和鉀，以及 20%左右的鈣和硫。因垃圾焚化廠之

飛灰中含有氯化鈉、氯化鈣、氫氧化鈣或氧化鈣等化合物，故其壽

命則因前述燃燒所生之沉積物，而造成不同程度之高溫腐蝕。據文

獻指出[5-7]

，由於金屬鹵化物具低熔點與高揮發之特性，導致保護性

氧化皮膜的破壞或無法生成，使得金屬在此高溫環境中受到嚴重的

腐蝕。至於鹵化物之熱腐蝕特性，則會因鹵化物之種類、低熔點共

民 參 部

組 長 魏家傑魏家傑魏家傑魏家傑

晶生成物、反應溫度、沉積量、環境以及合金元素等因素影響，而

有明顯不同的差異。

本研究以氯化鈉及氯化鈣混合之沉積鹽作為實驗之腐蝕環境，

探討此兩種氯化物混合鹽於焚化爐中，因高溫腐蝕對焚化爐壽命之

影響。為探討混合鹽對焚化爐之影響，實驗材料之選用考量以焚化

爐實際使用之材料為主[8]，故選用高溫環境及商業使用上較為普遍之

鐵鉻合金，以含鉻量由小到大之 CNS 8696（JIS G 3103-1977）之

SB450(以下簡稱為 SB450)、CNS 5806（JIS G 3462-1978）之 STBA24(以

下簡稱 A24)及 STBA26(以下簡稱 A26)等三種合金，做為實驗分析之

材料。因焚化爐過熱器管集處(superheater tubes)之實際溫度約為

554℃[8]，故選定 550℃作為實驗溫度。經分析氯化鈉及氯化鈣之相

圖，沉積 18 wt % NaCl 及 82 wt % CaCl2 混合鹽之共晶溫度為 500℃，

故選擇此比例之混合鹽作為高溫腐蝕之環境。

本研究另外以相同之高溫環境進行未噴覆沉積鹽試片之高溫腐

蝕，及分別噴覆相同沉積量之純氯化鈉及純氯化鈣等二種不同沉積

鹽之高溫腐蝕試驗做為基準，並藉以探討此三種狀況與本研究沉積

混合鹽間之差異。再使用金相顯微鏡(OM)、掃描式電子顯微鏡

(Scanning Electron Microscopy, SEM)、電子微探儀(Electron

Probe X-ray Microanalyzer, EPMA)等儀器觀察顯微組織，並使用 X

光繞射儀(XRD)鑑別分析生成物等方式分析比較，來探討飛灰對焚化

爐壽命之影響。

二二二二、、、、焚化爐及飛灰組成簡介焚化爐及飛灰組成簡介焚化爐及飛灰組成簡介焚化爐及飛灰組成簡介

垃圾焚化廠[8]爐體（即焚化爐）之使用壽命，與環境（如垃圾成

份、燃燒室各部位之溫度），及選用之耐高溫腐蝕合金成份（Ni、

Cr）等因素有直接關係。近年來國內外垃圾焚化廠已經成為處理一

般家戶廢棄物及醫療、化學等有害事業廢棄物之可行有效技術之

一，以下就北投垃圾焚化廠實際案例來介紹焚化爐。焚化爐相關部

位名稱如圖一所示；燃燒氣體依箭頭指示之方向流動。各熱值條件

下各部位溫度如表 1 所示。表 2 為各部位過熱器之材料表。從以上

之資料顯示，垃圾焚化廠於過熱器管集所使用之材料大部分以

STBA23-S、SUS310J1、SUS309J2 為主，皆為鍋爐用鋼管及鐵鎳鉻系

合金不銹鋼管。

日本垃圾焚化廠之相關文獻指出[9]，低熔點混合鹽或形成共晶低

熔點之混合鹽，經常沉積在鍋爐水管牆（boiler tubes），其中熔

鹽之金屬氯化物（Metal chlorides）於一般都市家戶廢棄物焚化廠

中，經常可發現 SnCl2、ZnCl2、PbCl2等氯化物，及偶爾被發現之 NaCl、

KCl、CaCl2、FeCl2等氯化物，或可形成共晶低熔點之混合鹽，及與

Pb、Zn 等重金屬混合之化合物，水管牆及過熱器管集處將受沉積物

之影響。文獻指出[11]，焚化爐飛灰之組成以 Si、Al、Ca 等化物與易

揮發之金屬氯化物為主，且 Al、Ca、Fe、Si 等元素，大多集中在底

灰，並不會在燃燒過程中揮發。

表 1 各熱值條件下各部位之溫度表

單位℃

操作模式

位置

Mode 1

Hu=2400

R=18750

Mode 2

Hu=2400

R=20625

Mode 3

Hu=3000

R=15000

T1 940 950 945

T2 809 825 818

T3 647 666 653

T4 604 623 609

T5 554 575 558

T6 519 533 521

T7 429 439 429

T8 320 329 318

T9 220 226 218

註：1. Hu為垃圾平均熱值，單位 Kcal/kg

2. R為垃圾投入量，單位為 kg/hr 3. Mode 1 為較常使用之模式

表 2 各部位過熱器材料表

位置 序號 名 稱 材 料

1 1 號 S/H INLET HEADER STPT480-S

2 1 號 S/H OUTLET HEADER STPT480-S 一號過熱器

3 1 號 S/H TUBE STBA23-S

1 2 號 S/H INLET HEADER STPT480-S

2 2 號 S/H OUTLET HEADER STPT480-S 二號過熱器

(上部) 3 2 號 S/H TUBE STBA23-S

1 2 號 S/H INLET HEADER STPT480-S

2 2 號 S/H OUTLET HEADER STPT480-S

3 2 號 S/H TUBE STBA23-S

二號過熱器

(底部)

4 2 號 S/H TUBE SUS309J2

1 3 號 S/H INLET HEADER STPT480-S

2 3 號 S/H OUTLET HEADER STPT480-S

3 3 號 S/H TUBE STBA23-S

4 3 號 S/H TUBE SUS309J1

三號過熱器

5 3 號 S/H TUBE NCFB25TB

三三三三、、、、腐蝕評估方式之探討腐蝕評估方式之探討腐蝕評估方式之探討腐蝕評估方式之探討

因為高溫腐蝕過程常產生易揮發之化合物，當其揮發後所生成

之內部孔洞，就是常見之沿晶腐蝕或內氧化現象，若僅量測重量增

加量(Weight gain)，恐無法得到周全之數據。

ASTM 所制定之標準作業規範 G54 為單純靜態氧化測試之標準操

作規定，其規定適用範圍為操作溫度在 540℃以上，且不通氣體(即

靜態空氣中)，藉此判斷材料之抗高溫氧化性。故此評估可以解決重

量增加量評估不足之問題。試片於腐蝕後以毛刷刷除腐蝕皮膜，並

將試片以垂直之方式冷鑲埋，再以 OM 放大 100 倍之情況下，至少沿

著金相截面量測 3 個位置點，以計算其平均值。金屬損失(Metal loss)

之量測如圖二及式 1 所示：

2D TT m1o

−=

(1)

D：金屬損失（μm）

To：原始厚度（μm）

Tm1：剩餘基材金屬厚度（μm）

圖二 ASTM G54厚度量測示意圖

四四四四、、、、實驗方法實驗方法實驗方法實驗方法

((((一一一一))))實驗流程實驗流程實驗流程實驗流程

本實驗採用 SB450、A24、A26 作為實驗材料，探討此三種合金

於 550℃、沉積 2mg/cm2 混合鹽之腐蝕形態與反應機制。實驗流程如

圖三所示，並以實驗所得之 OM、SEM、EPMA、金屬損失及 XRD 結果，

作為觀察、分析、比較及鑑別生成物之依據。

((((二二二二))))試片準備試片準備試片準備試片準備

A24 及 A26 為鍋爐及熱交換器用合金鋼管，係購自經退火後之無

縫鋼管。而 SB450 為鍋爐及壓力容器用碳鋼之熱軋鋼板，其厚度均

為 10mm，首先將鋼材經砂輪切割機切割成片狀後，經滾軋機壓延至

適當之變形量後，置於電氣爐中作溫度 930℃，及時間 25 分鐘之退

火處理，以消除流線組織、殘留應力及降低硬度，以利於再滾軋之

加工性，然後以帶狀砂布將退火產生之黑皮磨除或酸洗，避免對滾

軋機之滾筒造成損傷，最後軋延至約 3mm 之板片。再將三種合金以

水冷式砂輪切割機裁切至 15 mm ×15 mm × 2mm 之外形尺寸，再以高

於 ASTM G54 標準規範所列之#120 號砂紙，研磨材料表面至#220 號，

使表面粗糙度一致。

由於本實驗需量測材料腐蝕深度，試片之平行度須特別要求，

經加工研磨後，再以電子式分釐卡量測平面，其平行精度為 0.005 mm

（5μm）範圍內。完成研磨加工後之試片，於濃度 95%以上之酒精中

以超音波隔水振盪 10 分鐘，以清洗殘留之油垢，而後取出烘乾，並

以電子式微量天平量測試片原始重量，並以精度 0.001mm 之分釐卡，

選取五點量測試片外形尺寸，求其平均值以作為試片原始厚度 T0。

((((三三三三))))高溫腐蝕實驗高溫腐蝕實驗高溫腐蝕實驗高溫腐蝕實驗

首先調製 18 wt ﹪氯化鈉及 82 wt ﹪氯化鈣混合鹽之飽和水溶

液，再將試片置於電磁加熱攪拌器(hot plate)上，保持 120℃，並

將混合鹽之飽和水溶液，利用空氣噴槍噴覆於試片表面，達到2mg/cm2

之預定量。再將已沉積混合鹽之試片置於坩鍋中，以耐火磚為底承

座，放入 550℃靜態空氣之電熱爐內，腐蝕時間分別有 2、4、6、12、

24 小時等五個時間。高溫腐蝕後，再進行 X-ray 繞射分析、金相研

磨與觀察、金屬損失量測、EPMA 定性分析、SEM 等各項實驗及分析。

表面觀察及 EDS分析

試片製作及準備

分光儀成分測定

噴覆 2mg/cm2 18wt﹪氯化

鈉及 82wt﹪氯化鈣之混合

爐內加熱 550℃

經腐蝕後進行各

項分析實驗

SEM 試片鑲埋

金屬損失量測 (Metal loss)

EPMA 定性分析

金相研磨與

觀察

型態觀察

X-ray 繞射分析

相鑑定

圖三 本實驗之流程圖

五五五五、、、、實驗結果實驗結果實驗結果實驗結果

((((一一一一)X)X)X)X----rayrayrayray 繞射分析繞射分析繞射分析繞射分析

以 X-ray 繞射分析於 2 小時及 24 小時高溫腐蝕之腐蝕產物，整

理比較如表 3 及表 4 所見。三種合金經 2 小時之高溫腐蝕後，於脫

落之氧化皮膜外側皆為 Fe2O3，並有 NaCl 殘留於脫落之氧化皮膜外

側，且 A24 於脫落之氧化皮膜外側有 FeCr2O4。SB450 及 A24 於脫落

氧化皮膜之內側及氧化皮膜脫落後之試片表層皆為 Fe3O4，而 A26 則

皆為 Fe2O3，另 A24 及 A26 於脫落氧化皮膜之內側表層有 FeCr2O4。經

24 小時高溫腐蝕後，氧化皮膜之最外層表面則未發現 NaCl，且三種

合金之氧化物分布情形與二小時之結果類似。

表 3 三種合金經 2小時高溫腐蝕之腐蝕產物分析

合金

位置 SB450 A24 A26

脫落氧化皮膜之外側（氣

體接觸側）

NaCl

Fe2O3

NaCl

Fe2O3

FeCr2O4

NaCl

Fe2O3

脫落氧化皮膜之內側（試

片側） Fe3O4

Fe3O4

FeCr2O4

Fe2O3

FeCr2O4

氧化皮膜脫落後之試片表

層

Fe3O4

SB450 matrix

Fe3O4

A24 matrix

Fe2O3

Fe3O4

A26 matrix

氧化皮膜脫落後之試片研

磨至呈現約 50%金屬光澤 SB450 matrix A24 matrix A26 matrix

表 4 三種合金經 24小時高溫腐蝕之腐蝕產物分析

合金

位置 SB450 A24 A26

脫落氧化皮膜之外側（氣

體接觸側） Fe2O3

Fe2O3

FeCr2O4 Fe2O3

脫落氧化皮膜之內側（試

片側） Fe3O4

Fe3O4

FeCr2O4

Fe2O3

Fe3O4

FeCr2O4

氧化皮膜脫落後之試片表

層 SB450 matrix Fe3O4

A24 matrix A26 matrix

氧化皮膜脫落後之試片研

磨至呈現約 50%金屬光澤 SB450 matrix A24 matrix A26 matrix

((((二二二二))))截面金相觀察截面金相觀察截面金相觀察截面金相觀察

SB450 及 A24 合金於各時間高溫腐蝕之截面金相顯示，基材與氧

化皮膜間界面呈較崎嶇、不平整的侵蝕形態，有雙層氧化層皮膜，

基材部份皆無孔洞或內侵蝕層出現。如圖四所示，為 SB450 合金沉

積混合鹽 12hr 之高溫腐蝕截面金相。

圖四 SB450 合金沉積混合鹽 12hr 之高溫腐蝕截面金相

A26 合金之基材與氧化皮膜間界面呈現較平整的侵蝕形態，亦有

雙層氧化層皮膜，且基材部份皆無孔洞或內侵蝕層出現，但於 24 小

時高溫腐蝕後之基材較不平整。整體而言，三種合金之腐蝕皮膜為

雙層氧化層皮膜，其光亮之外層為 Fe2O3，內層之鬆散組織則為 Fe3O4，

基材部份皆無孔洞或內侵蝕層出現。

((((三三三三))))金屬損失量測金屬損失量測金屬損失量測金屬損失量測

以 ASTM G54 之評估方法，量測三種合金之金屬損失量如表 5 所

示。其中以 A26 之金屬損失量最小，A24 及 SB450 之金屬損失量較大；

三種合金之金屬損失量作圖於圖五，可由圖比較，三種合金之金屬

損失量隨著時間的增加而增加，在初始反應之前 4 小時金屬損失較

大，於 4 小時後金屬損失較小。

表 5 三種合金於各時間之金屬損失量 單位：μm

合金種類 2hr 4hr 6hr 12hr 24hr

SB450 19(6) 46(8) 52(7) 55(3) 58(5)

A24 29(7) 49(5) 50(5) 53(4) 57(14)

A26 15(4) 35(7) 43(9) 48(7) 49(12)

註：（ ）內為標準差。

0 5 10 15 20 25

0

0.02

0.04

0.06

0 5 10 15 20 25

0

0.02

0.04

0.06

0 5 10 15 20 25

SB450A24A26

TIME(hr)

圖五 三種合金於各時間之金屬損失比較圖

((((四四四四)EPMA)EPMA)EPMA)EPMA 定性分析定性分析定性分析定性分析

以 SB450 之 12 小時高溫腐蝕後之試片截面 EPMA 定性分析，如

圖六所示，及由二次電子呈像 （Scanning Electron Imagine, SEI）

及各元素之 X-ray 元素分佈顯示，大量的鐵已擴散到試片外側形成

氧化物，微量的鈣亦出現於較外層之氧化層內，氯及鈉則零星散佈

於較內層之氧化層內。經由 X-ray 之繞射分析，反應之生成物幾乎

全為 Fe2O3、Fe3O4，且有雙層氧化層之現象。

A24 合金之 12 小時高溫腐蝕後之試片截面 EPMA 定性分析，及由

SEI 及各元素之 X-ray 元素分佈顯示，大量的鐵已擴散到試片外側形

成氧化物，微量的鉻、鈣及氯亦已出現於氧化層內，鈉則零星散佈

於氧化層內。經由 X-ray 之繞射分析，反應之生成物幾乎全為 Fe2O3、

Fe3O4以及少量之 FeCr2O4。

含鉻量最高的 A26 合金之 12 小時高溫腐蝕後之試片截面 EPMA

定性分析結果，及由 SEI 及各元素之 X-ray 元素分佈顯示，大量的

鐵已擴散到試片外側形成氧化物，微量的鉻及鈣出現於氧化層內，

氯及鈉則零星散佈於較內層之氧化層內。經由 X-ray 之繞射分析，

反應之生成物幾乎全為 Fe2O3、Fe3O4以及微量之 FeCr2O4，且有雙層氧

化層之現象。

金屬

損失

量㎜

整體而言，以 EPMA 配合 X-ray 之分析結果，由於腐蝕皮膜之外

側分佈著大量之 Fe、O，表示大量的鐵已擴散到試片外側形成氧化

物，應為 Fe2O3、Fe3O4。另 A24 及 A26 合金發現微量的鉻亦已出現於

氧化層內配合氧的位置，應為 FeCr2O4。三種合金之鈣、氯及鈉則零

星散佈於氧化層內，但 X-ray 之分析未發現氯或鈣之化合物，SEI 影

像在氧化物及金屬界面間則分佈許多細微顆粒之腐蝕產物，這些細

微顆粒應為氯或鈣之化合物，由於氯或鈣之化合物易於潮解，且當

此化合物之量不足以形成大量或顆粒時，X-ray 並無法偵測出。

((((五五五五)EDS)EDS)EDS)EDS 定量分析定量分析定量分析定量分析

SB450 之腐蝕皮膜最外層之 SEI 影像，如圖七所示，其顆粒狀為

鬆散之 Fe2O3，並含有微量之氯、鈣。其腐蝕皮膜最內層之 SEI 影像

顯示，腐蝕皮膜表面為多孔狀型態、不平整之鬆散組織，應為 Fe3O4，

並含有氯及微量之矽。

圖七 SB450於 4小時之腐蝕皮膜外部形態

A24 之腐蝕皮膜最外層之 SEI 影像顯示，腐蝕皮膜表面之顆粒狀

為鬆散之 Fe2O3，並含有微量之鈉、氯、鈣。而腐蝕皮膜最內層之 SEI

影像，其腐蝕皮膜表面則為片狀及小顆粒狀之鬆散組織，應為 Fe3O4，

並含有鉻、氯及微量之鈣、矽。

A26 之腐蝕皮膜最外層之 SEI 影像顯示，腐蝕皮膜表面片狀之鬆

散組織應為 Fe2O3，並含有少量之鉻、氯及鈣。而腐蝕皮膜最內層之

SEI 影像，其腐蝕皮膜表面呈現片狀之鬆散組織，應為 Fe3O4，並含

有少量之氯。

本實驗經過 4hr 之高溫腐蝕後，三種合金於腐蝕皮膜之內外側

各選一點作能量光譜量測（Energy Dispersive Spectrometer, EDS）

定量分析位置，以分辨腐蝕產物及試片之成分。總括而言，三種合

金經 4 小時之高溫腐蝕後，其內外層皆以 Fe 及 O 為主要成分，且內

外層皆發現微量之 Cl 及 Ca，唯有 A26 則於內外層皆發現 Cr 之存在。

((((六六六六))))純鹽之高溫腐蝕純鹽之高溫腐蝕純鹽之高溫腐蝕純鹽之高溫腐蝕

為比較本實驗混合鹽於 24 小時之金屬損失量之相對大小，另以

分別沉積 100 wt %氯化鈉(以下簡稱純氯化鈉)、100 wt %氯化鈣(以

下簡稱純氯化鈣)，及未沉積任何鹽類等三種狀態，將三種合金以同

樣之實驗步驟經 24 小時之高溫腐蝕作比較分析。

另探討沉積純鹽之金屬損失如表 6 及圖八所列。其中表 6 為本

實驗之三種合金，分別以未沉積任合鹽類，及沉積純氯化鈣、混合

鹽、純氯化鈉等四種狀況之金屬損失作比較。其中，從圖八顯示，

三種合金皆以本實驗沉積之混合鹽其金屬損失量最大，SB450 約為純

氯化鈉之 2.5 倍，A24 約為純氯化鈉之 2.7 倍，A26 約為純氯化鈉之

2.7 倍；純氯化鈣其次，純氯化鈉及無沉積混合鹽較小；然而，三種

合金 SB450、A24、A26，沉積純氯化鈣所造成之金屬損失量分別為純

氯化鈉之 1.5、1.6 及 1.7 倍。

表 6 三種合金於不同沉積狀況之金屬損失比較表

單位：µm

各種合金 without

deposits 純氯化鈣 混合鹽 純氯化鈉

SB450 7(2) 33(6) 59(5) 23(2)

A24 10(3) 34(4) 57(14) 21(3)

A26 10(2) 31(7) 49(12) 18(5)

註：（ ）內為標準差。

-

0.0100

0.0200

0.0300

0.0400

0.0500

0.0600

without deposits 100%CaCl2 混合鹽 100%NaCl

SB450

A24

A26

圖八 三種合金之金屬損失分析圖

金屬

損失

量㎜

腐蝕沉積型式

六六六六、、、、討論討論討論討論

本實驗乃依含鉻量由低到高依次以 SB450(0Cr)、

A24(2.25Cr-1Mo)、A26(9Cr-1Mo)等三種合金，沉積 2mg/cm2 18 wt %

NaCl+82 wt % CaCl2之混合鹽，於 550℃靜滯空氣之恆溫爐中，分別

經 2、4、6、12、24 小時之高溫腐蝕。藉由實驗結果，探討高溫腐

蝕產物之組成、沉積鹽對腐蝕速率之影響、高溫腐蝕之反應機制及

對垃圾焚化爐壽命之影響。

((((一一一一))))高溫腐蝕產物之組成高溫腐蝕產物之組成高溫腐蝕產物之組成高溫腐蝕產物之組成

依據 Engell 等[10]

及 Pickup 等[11]

指出，在溫度介於 200 至 570℃

之間，鐵的氧化物將形成兩層不同氧化物之腐蝕皮膜。在內層為

Fe3O4，而外層為明顯較薄之 Fe2O3。本實驗三種合金經高溫腐蝕後，

其脫落或剝離之氧化皮膜尚屬完整。經 XRD 觀察分析整理之結果，

三種合金於 2 小時及 24 小時高溫腐蝕之氧化皮膜皆含有 Fe2O3及

Fe3O4。

但就鐵－氧之相圖[12]

如圖九中所示，溫度高於 570℃時，其腐蝕

生成物應發現 Fe2O3、Fe3O4、FeO 等三種不同之氧化物之存在。故依

Birks 對純鐵氧化之高溫氧化理論，說明鐵－氧之生成相成長機制所

示，其氧化皮膜從外向合金基材之氧化物順序，應依氧化物之氧平

衡解離壓由高至低排列，其腐蝕生成物由外至內，鐵之氧化物分佈

應為 Fe2O3、Fe3O4、FeO。由於本實驗之溫度為 550℃，未達 570℃，

因此無法生成 FeO。

圖九 鐵-氧的相圖

文獻指出[13]

，在鐵鉻合金中，要形成連續之氧化鉻層抵抗氧化

侵蝕所需最少之含鉻量大約是 18wt%。由金屬損失量如表 5 所示，A26

有最小之金屬損失量，且本研究三種合金之鉻含量依次分別為 A26

＞A24＞SB450，且 A26 之含鉻量僅 8.25%，並未超過 18wt%。故三種

合金皆無法形成連續且緻密之氧化鉻層，而造成嚴重之金屬損失。

由上述之結果，鉻含量之高低，對生成氧化鉻層有一定之作用。故

相較於 SB450 或 A24，A26 之鉻含量較高，生成之氧化鉻層降低鐵的

氧化速率，使 A26 較 A24 及 SB450 有較佳之抗高溫氧化性。

依 Boettger 等[14]

指出，金屬與氯化鈉作用時，金屬首先氯化形

成氯化物揮發，氯化物再與氧結合形成氧化物而釋放氯氣，氧化物

則形成不具保護性之粗大鬆軟之結晶。從本實驗三種合金之能量光

譜量測（Energy Dispersive Spectrometer, EDS）圖可清楚觀察腐

蝕生成物粗大鬆軟之結晶，經元素重量比分析結果為鐵之氧化物。

從 XRD 觀察分析整理之結果，如表 3 及表 4 所示，此鐵氧化合物為

Fe3O4或 Fe2O3。從表面形態之觀察結果，比較先前文獻[38]

，本研究中

之粗大鬆軟氧化鐵，可能經由氯氧化之過程，所形成不具保護性之

粗大鬆軟組織，而非緻密之氧化層。顯示氯化沉積鹽對合金之熱腐

蝕有明顯之作用。

((((二二二二))))沉積鹽組成對腐蝕速率之影響沉積鹽組成對腐蝕速率之影響沉積鹽組成對腐蝕速率之影響沉積鹽組成對腐蝕速率之影響

依 Shinata[15]

曾以金屬鉻試片沉積 0.1~20mg/cm2之氯化鈉

（NaCl），置於流動速率為 3×10-5m

3‧sec

-1，溫度範圍為 550℃~770℃

之流動乾空氣中。其實驗結果顯示，沉積 2.5 mg/cm2以上 NaCl 之試

片，其腐蝕生成物，經 XRD 相鑑別為多孔質，且不具保護性之 Cr2O3

和 Na2CrO4，因為 NaCl 之熔點為 801℃。但 Na2CrO4和 NaCl 會發生共

晶反應(eutectic reaction)，且其共晶溫度為 577℃，再由於金屬

氧化可造成局部性之放熱；所以 Na2CrO4和 NaCl 即使在較低溫度下，

亦可形成一共晶熔鹽，使試片持續加速反應。以金屬損失量而言，

由實驗結果，如表 6 及圖八顯示，由大而小依序排列為，混合鹽＞

純 CaCl2＞純 NaCl＞無沉積鹽類。混合沉積鹽其所導致之金屬損失量

最大，約為純 NaCl 之 2 至 2.7 倍。而純 CaCl2 24 小時後之金屬損失

量，約為純 NaCl 之 1.5 至 1.7 倍。因 NaCl 及 CaCl2可形成低溫之共

晶化合物，如圖十所示，故能於較低溫度產生腐蝕反應。

以化學反應之自由能變化值(∣ΔG∣)越大，表示放熱量越高，

將造成局部高溫之現象，就氯氧化反應式(2)至(5)所示，當合金元

素 Fe、Cr 與沉積鹽發生氯氧化作用時，其自由能之變化值(∣ΔG∣)

較純 NaCl 之自由能變化值為大。故於反應過程中，純 CaCl2環境下

於氯氧化反應時的試片溫度，比純 NaCl 環境下發生氯氧化反應時之

試片溫度為高。此可能為導致覆蓋純 CaCl2沉積鹽之試片，比覆蓋純

NaCl 沉積鹽之試片有較高腐蝕速率。故以論述之結果，似可說明沉

積純 CaCl2較沉積純 NaCl 會導致較高之金屬損失量之原因。

圖十 NaCl+CaCl2混合鹽相圖

2Fe(s)＋2NaCl(s,l)＋2O2(g)＝Fe2O3(s)＋Na2O(s)＋Cl2(g) (2)

∆G550℃＝－263KJ

2Fe(s)＋CaCl2(s,l)＋2O2(g)＝Fe2O3(s)＋CaO(s)＋Cl2(g) (3)

∆G550℃＝－482KJ

2Cr+2O2+2NaCl(l)＝Cr2O3+Na2O+Cl2 (4)

ΔG550℃＝－561KJ

2Cr+2O2+CaCl2(l)＝Cr2O3+CaO+ Cl2 (5)

ΔG550℃＝－779KJ

由於，Na2CrO4和 NaCl 會形成低熔點共晶化合物，即使在較低溫

度下，亦可形成一共晶熔鹽，使試片持續加速反應之觀念，可推論

沉積鹽的組成，及是否會化合成低熔點共晶化合物，對高溫腐蝕速

率有極大的影響。本實驗因 NaCl 和 CaCl2之混合鹽會形成低熔點之

共晶化合物，加速熱腐蝕，故比較如圖 5 所見之實驗結果，於空氣

單純氧化之金屬損失可發現，此沉積鹽之組成為導致嚴重熱腐蝕之

關鍵性因素。

((((三三三三))))焚化爐壽命之影響焚化爐壽命之影響焚化爐壽命之影響焚化爐壽命之影響

垃圾焚化廠之焚化爐壽命與焚化爐燃燒後之垃圾成分及焚化爐

選用之材料有關，而材料之選用乃以整體之維修構想、設備成本及

使用年限而決定。就北投焚化廠為例，其焚化爐材料之選用以鐵鉻

合金及不銹鋼為主，此為商用上經濟性之考量，而在營運期間，垃

圾之成分較難控制。依文獻[9]指出，燃燒後之垃圾成分可分類出 Al、

Ca、Fe、Si 等元素，或 SnCl2、ZnCl2、PbCl2、NaCl、KCl、CaCl2、

FeCl2等化合物，或可形成共晶低熔點之混合鹽。實際上焚化爐之腐

蝕環境，則以上述之各種成分以不確定之比例混合後，沉積於水管

牆及過熱器管集處造成高溫腐蝕。

依據表 6 之結果，分別與沉積純氯化鈉、純氯化鈣及未沉積任

何鹽類等三種狀態做比較如下：

1.1.1.1.混合鹽產生之高溫腐蝕結果，遠比無沉積化合物之腐蝕程度

嚴重。

2.2.2.2.混合鹽產生之高溫腐蝕結果，比沉積純氯化鈉或純氯化鈣之

腐蝕程度更為嚴重，三種合金沉積混合鹽之金屬損失約為純氯化鈉

之 2.5 至 2.7 倍。

3.3.3.3.純氯化鈣之高溫腐蝕又比純氯化鈉之高溫腐蝕程度更為嚴

重，三種合金沉積純氯化鈣之金屬損失為純氯化鈉之 1.5 至 1.7 倍。

4.4.4.4.在焚化爐之第三煙道，即過熱汽管組之溫度為 554℃，與本實

驗之溫度相仿，且材質相當，由混合鹽之相圖所示，若飛灰產生沉

積鹽為氯化鈉及氯化鈣組成時，位於焚化爐第三煙道之過熱汽管

組，鋼材即會遭受相當嚴重之高溫腐蝕。

七七七七、、、、結論結論結論結論

1.1.1.1.由銹皮之厚度及金屬損失量顯示，A26 有最小之銹皮厚度及金

屬損失量，即含鉻量越高，抗腐蝕之能力越高，故鉻的添加的確能

有效提高合金之抗高溫氧化性。

2.2.2.2.本實驗之腐蝕溫度 550℃低於 570℃無法生成 FeO，三種合金

其由外而內依序主要腐蝕產物為 Fe2O3 及 Fe3O4。三種合金皆無法形

成連續且緻密之 Cr2O3層，而造成嚴重之金屬損失，且鉻含量之高低，

對生成 Cr2O3層有一定之作用。

3.3.3.3.以 18 wt % NaCl+82 wt % CaCl2比例配置之混合鹽，會形成

低熔點之共晶化合物，加速熱腐蝕。此沉積鹽之組成亦為導致合金

高溫腐蝕結果之一項關鍵性因素。

4.4.4.4.本實驗結果於焚化爐實際應用上，高溫腐蝕之嚴重性依次為

沉積混合鹽＞沉積純氯化鈣＞沉積純氯化鈉＞無沉積鹽類。且於焚

化爐之第三煙道，即過熱汽管組之位置，若飛灰產生沉積鹽為氯化

鈉及氯化鈣組成時，位於焚化爐第三煙道之過熱汽管組，鋼材即會

遭受相當嚴重之高溫腐蝕。

參考文獻參考文獻參考文獻參考文獻

(1) 行政院環境保護署，「行政院環境保護署垃圾資源回收廠興建工

程處執行現況」，民國九十一年。

(2) 蔡樹鴻，「都市垃圾焚化灰渣資源化處理之基礎研究」，第 1 頁，

國立成功大學碩士論文，民國八十五年。

(3) 鄭乙任，「添加物應用在噴霧乾燥塔串聯袋式集塵器去除酸性氣

體之影響研究第 1 頁，國立中山大學碩士論文，民國八十四年。

(4) 張君偉，「水洗前處理與添加劑對都市垃圾焚化飛灰燒結特性的

影響」，第 1 頁，國立中央大學環境工程研究所碩士論文，民國

八十八年。

(5) Y. Ihara, H. Ohgame, and K. Hashimoto, “Hot Corrosion of

Fe-Cr Alloys in Hydrogen Chloride Gas and Mistures of

Hydrogen Chloride and Oxygen.”, Trans. Jan. Inst. Metals.,

25 , p.96(1984).

(6) C. M. Schillmoller, “Alloys to Resist Chlorine, Hydrogen

Chloride and Hydrochloric Acid”, Chem. Eng. March,

p.161(1980).

(7) N. S. Jacobson,“Reaction of Iron with Hydrogen Chloride

-Oxygen Mixtures at 550℃”, Oxid. Met., 26 , p.157(1986).

(8) 北投垃圾焚化廠，「臺北市政府環境保護局北投垃圾焚化廠興建

工程工程圖圖說編號：HH-0402-ME-002-01 Boiler Tube

Arrangement DWG. 」，民國八十三年。

(9) E. Otero, A. Pardo, F. J. Perez, M. V. Utrilla, and T. Levi,

“Corrosion Behavior of 12CrMoV Steel in Waste

Incineration Environment：Hot corrosion by Molten

Chlorides”, Oxidation of Metals, Vol. 49, pp.467-484

(1998).

(10)H. J. Engell and F. Wever, Acta Metall.5 , p.695(1957).

(11)J. A. Von Fraunhofer and G. A. Pickup, Corros. Sci. 10,

p.253(1970).

(12)A.S.Khanna, “High Temperature Oxidation and Corrosion”,

ASM International,pp.1-11(2002).

(13)G.Y. Lai, in “High-Temperature Corrosion of Engineering

Alloys”, ASM International, p.21(1990).

(14)H. Boettger and F. Umland, Werkst. Korrons. , p.25(1974).

(15)Y. Shinata, “Accelerated Oxidation Rate of Chromium Induced by

Sodium Chloride”, Oxid. Met. , 27, Nos.5/6, p.315(1987).

潛盾隧道工法常見問答集之一潛盾隧道工法常見問答集之一潛盾隧道工法常見問答集之一潛盾隧道工法常見問答集之一

潛盾隧道之規劃與設計篇潛盾隧道之規劃與設計篇潛盾隧道之規劃與設計篇潛盾隧道之規劃與設計篇

前言前言前言前言

潛盾隧道工法是一種經由諸多施工經驗累積與試驗結果而逐步

發展出來之隧道工法，隨著潛盾機製造與施工技藝之進步，許多課

題之處理對策並非一成不變，於進行潛盾隧道工法之規劃、設計、

與施工安排時，宜知悉潛盾機基本之機械操作性能、原理，並就各

種施工可行性作評估，以選用最適宜之方式辦理。

因應各種不同之地層條件與作業空間限制，針對個案特殊情形

各國發展出適用之潛盾機及相關配合施工法，隨技術與經驗之不

同，不同的公司，甚至個人對課題之見解有所出入亦是常見之情形。

然而，一般有關潛盾隧道工法之設計或施工參考指針則多只對原則

性之要求做闡述，在許多人之心目中仍存有諸多疑問。因而，相關

案例與施工經驗常成為評估潛盾隧道工法可行性，及作為檢討設計

與施工應注意事項之重要參考依據。本報告針對潛盾隧道工法收集

常見之詢問與答覆(包括邀請國內、外專家之答詢或工作過程中對相

關課題之考量與答詢)，按下列主題分別彙整。然而，其中針對部分

課題或許尚無公認之最佳答案，但相信探索之方向亦可提供作為進

行潛盾隧道工法相關規劃、設計、施工計畫安排與審查諮詢之參考。

第一篇 潛盾隧道之規劃與設計

第二篇 潛盾機

第三篇 隧道環片

第四篇 連通隧道

第五篇 鄰近工程開發對隧道之影響

第六篇 隧道施工之建物失保護

第七篇 潛盾隧道施工

第八篇 地震、液化、斷層對隧道之影響

第九篇 特殊潛盾機工法

地 工 部

專案經理 李魁士李魁士李魁士李魁士

地工部

經 理 陳福勝陳福勝陳福勝陳福勝

((((一一一一))))隧道路線規劃配置之相關設計考量為何隧道路線規劃配置之相關設計考量為何隧道路線規劃配置之相關設計考量為何隧道路線規劃配置之相關設計考量為何？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 隧道路線之配置主要考量下列原則辦理：

� 兩隧道間之間距：基於施工安全之考量，除特殊情況下並經

適宜之處置外，原則上，兩隧道間之淨間距宜有一倍隧道直徑之距

離。

� 隧道之覆土厚：基於施工安全之考量，除特殊情況下並經適

宜之處置外，原則上，隧道之覆土厚宜有 1~1.5 倍以上隧道直徑之厚

度。

� 隧道路線之最大縱坡：

(1) 國內並無潛盾隧道施工之最大縱坡限制，然參考日本勞動安

全衛生規則第 202 條之規定，考量潛盾隧道施工運送之工作性，在隧

道縱坡超出 5%以上時，需輔以必要之特殊輔助設備。

(2) 雖然在日本已有 20%坡度電纜隧道採潛盾機施築完成之案

例。但一般而言，隧道縱坡超出 2~3%以上時，隧道施工效率將會降

低。

� 隧道路線之最小縱坡：考慮隧道內之排水，隧道路線之最小縱

坡為 0.2%。

((((二二二二))))因應工期需求因應工期需求因應工期需求因應工期需求，，，，捷運工程常於車站區採空打連續壁做為隧捷運工程常於車站區採空打連續壁做為隧捷運工程常於車站區採空打連續壁做為隧捷運工程常於車站區採空打連續壁做為隧

道出發之反力座道出發之反力座道出發之反力座道出發之反力座，，，，日本是否有較佳之設計日本是否有較佳之設計日本是否有較佳之設計日本是否有較佳之設計????

答覆答覆答覆答覆：：：：

�日本亦採類似做法，應視工期與經濟性之需求評估後決定。

((((三三三三))))於潛盾工程經驗中於潛盾工程經驗中於潛盾工程經驗中於潛盾工程經驗中，，，，設計與施工最不能配合之項目為何設計與施工最不能配合之項目為何設計與施工最不能配合之項目為何設計與施工最不能配合之項目為何????

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 目前之合約解釋權主要在甲方，但責任卻是由乙方負責。部分

圖說資料(特別是地質資料)為僅供參考，實際地層與發包前所瞭解之

地層條件有較大差異，卻要承包商負責是比較不公平之處。但目前

之一些仲裁判例判決甲方敗訴，或可稍微更正此一不合理之現象。

�此外，潛盾機宜由施工廠商及製造廠共同設計而成，部分潛盾

機規範對潛盾機之內部機械配備細節規定得太多，造成潛盾機可能

須裝設部分機件以供驗收檢查，而實務上施工廠商並不使用之設備。

((((四四四四))))一般隧道與車站連接處皆擴大開挖以利鏡面工及相關設施一般隧道與車站連接處皆擴大開挖以利鏡面工及相關設施一般隧道與車站連接處皆擴大開挖以利鏡面工及相關設施一般隧道與車站連接處皆擴大開挖以利鏡面工及相關設施

施作施作施作施作，，，，若潛盾機採若潛盾機採若潛盾機採若潛盾機採棄殼方式到達棄殼方式到達棄殼方式到達棄殼方式到達，，，，是否需擴挖是否需擴挖是否需擴挖是否需擴挖????若採轉向施工若採轉向施工若採轉向施工若採轉向施工，，，，

所需工作井或車站斷面是否需再所需工作井或車站斷面是否需再所需工作井或車站斷面是否需再所需工作井或車站斷面是否需再放大增加放大增加放大增加放大增加????相關配合事項為何相關配合事項為何相關配合事項為何相關配合事項為何????

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 如採將全部機殼棄置方式辦理，則其係將潛盾機停於連續壁

外，待鏡面鑿除後再行拆解，因此不需特別擴挖。但因潛盾機開挖

切削面成本較高，考慮經濟性，亦可盡量設法使潛盾機駛入工作井

內再拆解切削面，而僅留置潛盾機前胴、中胴與後胴。

� 工作井之寬度宜於潛盾機殼外留有人員作業之空間，如 60cm/

人*2人=120cm為佳，一般取100cm，最少亦應有1人之作業寬度60cm。

((((五五五五))))為何一般潛盾隧道要求有為何一般潛盾隧道要求有為何一般潛盾隧道要求有為何一般潛盾隧道要求有 1~1.51~1.51~1.51~1.5個隧道直徑以上之覆土個隧道直徑以上之覆土個隧道直徑以上之覆土個隧道直徑以上之覆土？？？？與與與與

浮力有關係嗎浮力有關係嗎浮力有關係嗎浮力有關係嗎？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 潛盾隧道工法是一種經驗工法，由過去工程實作中記取教訓、

累積諸多經驗所發展出來之技術。

� 浮力亦為原因之一，而希望有一個隧道直徑以上之覆土，是由

於潛盾隧道施工之安全性，及綜合考量對周遭之影響等因素下得來。

((((六六六六))))如何決定適宜之隧道之最小轉彎半徑如何決定適宜之隧道之最小轉彎半徑如何決定適宜之隧道之最小轉彎半徑如何決定適宜之隧道之最小轉彎半徑？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 根據過去之案例經驗，直徑 3M 左右之隧道，隧道之最小轉彎

半徑約為 80M。直徑約 5~9M 左右之隧道，隧道之最小轉彎半徑約為

100M。

� 小於上述之急轉彎隧道，須研究地盤改良之需求。另對潛盾機

型式、環片種類、環片尺寸及結構或其他對策措施亦須加以研討。

((((七七七七))))潛盾機直徑潛盾機直徑潛盾機直徑潛盾機直徑=5.65M=5.65M=5.65M=5.65M，，，，迴轉半徑迴轉半徑迴轉半徑迴轉半徑 R=80mR=80mR=80mR=80m 且地盤軟弱時且地盤軟弱時且地盤軟弱時且地盤軟弱時，，，，是否是否是否是否

須進行地盤改良須進行地盤改良須進行地盤改良須進行地盤改良？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

�潛盾機遇迴轉半徑 R=80m 之情況下，採中折式潛盾機應可克

服。

�於機械可克服之情況下應優先採中折式潛盾機辦理，比起地盤

改良較確實可靠。

� 如遇更小之迴轉半徑時，類似 R=20~50M 之情況下，才採取地

盤改良灌漿輔助。

((((八八八八))))急曲線潛盾施工工程之重點為何急曲線潛盾施工工程之重點為何急曲線潛盾施工工程之重點為何急曲線潛盾施工工程之重點為何？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

�急曲線之潛盾工程中，需要機械方面的密切配合，亦即中折

式、切刃偏心式等特殊之對應。但並非有了機械上之對應，就一定

能施工，還須視周圍土壤條件，同時使用地盤改良方法、推進方式

及異型襯砌環片之使用等對策。

�急曲線潛盾施工之理論基礎並未獲得解決，而是由施工技術的

累積達到目前各種進步的狀態。

� 急曲線施工之難易度受潛盾機之機身長對直徑之比率(L/D)左

右。一般大口徑之潛盾機 L/D 較小，小口徑之潛盾機 L/D 較大，L/D

愈小，急曲線之施工性愈佳。

((((九九九九))))高地下水位下之砂質土壤地盤高地下水位下之砂質土壤地盤高地下水位下之砂質土壤地盤高地下水位下之砂質土壤地盤，，，，潛盾隧道因其他電纜或其潛盾隧道因其他電纜或其潛盾隧道因其他電纜或其潛盾隧道因其他電纜或其

他空調管之銜接進他空調管之銜接進他空調管之銜接進他空調管之銜接進出出出出，，，，須從隧道上方須從隧道上方須從隧道上方須從隧道上方、、、、下方或側面開孔銜接下方或側面開孔銜接下方或側面開孔銜接下方或側面開孔銜接，，，，

其相關之施工法選擇其相關之施工法選擇其相關之施工法選擇其相關之施工法選擇、、、、設計與施設計與施設計與施設計與施工該如何考慮工該如何考慮工該如何考慮工該如何考慮????

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 原則上在地盤改良後，從隧道上方或側方開口差異雷同，惟地

盤改良之施作成效則可能受幾何形狀與地層條件所影響，應個案檢

討。

�從隧道下方開口因會有排水問題，一般不做如此之規劃。

((((十十十十))))潛盾隧道平面線形之規劃時潛盾隧道平面線形之規劃時潛盾隧道平面線形之規劃時潛盾隧道平面線形之規劃時，，，，潛盾機出發段因利用反潛盾機出發段因利用反潛盾機出發段因利用反潛盾機出發段因利用反力座力座力座力座

推進推進推進推進，，，，而希望保持而希望保持而希望保持而希望保持一直線段一直線段一直線段一直線段，，，，是否一定需有此一直線段隧道是否一定需有此一直線段隧道是否一定需有此一直線段隧道是否一定需有此一直線段隧道？？？？

此一直線段長度如何安排為宜此一直線段長度如何安排為宜此一直線段長度如何安排為宜此一直線段長度如何安排為宜？？？？到達井部分之線形是否可採曲到達井部分之線形是否可採曲到達井部分之線形是否可採曲到達井部分之線形是否可採曲

線進入線進入線進入線進入？？？？有無特別需注意之處有無特別需注意之處有無特別需注意之處有無特別需注意之處。。。。

答覆答覆答覆答覆：：：：

�在潛盾機出發段，如果工作井與反力座之安排可以使潛盾機與

反力座維持 90 度而能出發完成曲線施工之情況，則不一定需有此一

直線段隧道。但一般而言並不容易，因此才希望有一段大於潛盾機

機身長度之直線段安排。

� 於隧道到達部分如為曲線施工時，潛盾機將有超挖之現象，此

時到達井之鏡面開口需較直線時為大，則需注意考量的是較大開口

鏡面之止水穩定處理與施工精度之控制。

((((十一十一十一十一))))規劃潛盾隧道平面線形時規劃潛盾隧道平面線形時規劃潛盾隧道平面線形時規劃潛盾隧道平面線形時，，，，S S S S 型曲線有不同之曲率中心型曲線有不同之曲率中心型曲線有不同之曲率中心型曲線有不同之曲率中心

時時時時，，，，在兩反向曲線在兩反向曲線在兩反向曲線在兩反向曲線間是否須預留一直線段以便潛盾機作調整間是否須預留一直線段以便潛盾機作調整間是否須預留一直線段以便潛盾機作調整間是否須預留一直線段以便潛盾機作調整？？？？

此直線段宜有長此直線段宜有長此直線段宜有長此直線段宜有長？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 當潛盾機剛完成一曲線施工時，潛盾機之姿勢係屬外側超挖轉

彎情況，無法直接扭轉成另一側之超挖，因此在兩反向曲線間須預

留一長約為 1~2 環片寬度+潛盾機身長之直線段，以便潛盾機作姿勢

之調整。

� 另寧可將工作井採非矩形之配置以避免於出發初期掘進段或

到達井附近作 S 曲線之安排，以減少潛盾機方向控制不凖之風險。

((((十二十二十二十二))))規劃潛盾隧道縱面線形時規劃潛盾隧道縱面線形時規劃潛盾隧道縱面線形時規劃潛盾隧道縱面線形時，，，，當工作井考量作為不同高程之出發當工作井考量作為不同高程之出發當工作井考量作為不同高程之出發當工作井考量作為不同高程之出發

井使用井使用井使用井使用，，，，是否合適是否合適是否合適是否合適？？？？其施工之順序應如何考量才妥適其施工之順序應如何考量才妥適其施工之順序應如何考量才妥適其施工之順序應如何考量才妥適？？？？是較深之潛是較深之潛是較深之潛是較深之潛

盾機先行或是可不分時間性同時施盾機先行或是可不分時間性同時施盾機先行或是可不分時間性同時施盾機先行或是可不分時間性同時施作作作作？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 仍是可行，台北捷運已有幾個案例，參見照片一，惟施工安

排與反力座、潛盾機出發到達之支撐配置應作適當之考量。

� 較深之潛盾機宜先行施工，以避免影響在上方之另一條隧道。

� 上方隧道施作所需之支承樓版與施工順序、工期需作妥善安

排。

((((十三十三十三十三))))兩上下交疊之潛盾隧道兩上下交疊之潛盾隧道兩上下交疊之潛盾隧道兩上下交疊之潛盾隧道，，，，如淨距甚小如淨距甚小如淨距甚小如淨距甚小，，，，且位於不同性質之土且位於不同性質之土且位於不同性質之土且位於不同性質之土

層層層層，，，，施工時是否會有施工時是否會有施工時是否會有施工時是否會有不同之變形行為不同之變形行為不同之變形行為不同之變形行為？？？？((((最小淨距為最小淨距為最小淨距為最小淨距為 2.5M2.5M2.5M2.5M，，，，上部為砂上部為砂上部為砂上部為砂

層層層層，，，，下部為黏土層下部為黏土層下部為黏土層下部為黏土層，，，，覆土厚約覆土厚約覆土厚約覆土厚約 6M6M6M6M 隧道外徑為隧道外徑為隧道外徑為隧道外徑為 6.2~6.3M)6.2~6.3M)6.2~6.3M)6.2~6.3M)。。。。

答覆答覆答覆答覆：：：：

照片一 兩上下堆疊之潛盾隧道

� 有 2.5M 之淨距時，施工不是難題。但其前提條件為配合高精

度之開挖管理及地盤改良，如能配合下部隧道之臨時支撐將更可確

保安全。

� 目前，鄰近隧道施工所引起變形之相關實測資料較缺乏，因此

必須從地盤改良及施工管理上來對應處理。(鄰近隧道施工造成相互

影響在學理上並無定論，在日本有相鄰 80cm 之隧道施工成功之案

例，亦有相鄰 2~3M 卻使兩隧道中央產生空洞之案例)。

� 站在設計者的立場，必須考慮下列事項：(1)地盤改良(何種狀

況時，須採用何種工法)(2)鄰近部份之施工速度(3)預估工期(4)預估工

程費，並將上列事項充份反映在規範上。

((((十四十四十四十四))))重疊隧道之地盤改良範圍在設計上應考量哪重疊隧道之地盤改良範圍在設計上應考量哪重疊隧道之地盤改良範圍在設計上應考量哪重疊隧道之地盤改良範圍在設計上應考量哪些因素些因素些因素些因素，，，，相相相相

關安全係數為何關安全係數為何關安全係數為何關安全係數為何？？？？如兩隧道淨距小於如兩隧道淨距小於如兩隧道淨距小於如兩隧道淨距小於 0.5D0.5D0.5D0.5D，，，，除地盤改良外除地盤改良外除地盤改良外除地盤改良外，，，，是是是是

否需於隧道加設內支撐否需於隧道加設內支撐否需於隧道加設內支撐否需於隧道加設內支撐。。。。如兩如兩如兩如兩長度約長度約長度約長度約 300M300M300M300M 之近接隧道之近接隧道之近接隧道之近接隧道((((直徑直徑直徑直徑

6.3M)6.3M)6.3M)6.3M)間之距離由間之距離由間之距離由間之距離由 4M4M4M4M 縮至縮至縮至縮至 2M2M2M2M，，，，於設計與施工時於設計與施工時於設計與施工時於設計與施工時應作何考量應作何考量應作何考量應作何考量？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 在日本東京地鐵案例中，曾有兩潛盾隧道間僅 15cm，重疊長

度為 5~10M，並未採取任何額外處理措施而成功之案例。

� 如兩隧道間距為 4M 時，未採取任何額外處理應可成功。

� 如兩隧道間距為 2M 時，未採取任何額外處理亦可能有機會成

功。

� 環片設計時應分析檢討此條件。

� 後施工之隧道於開挖時容易朝先完成隧道方向偏移。潛盾機之

選擇以土壓平衡式較泥水加壓式為佳，因為土壓平衡式潛盾機係利

用取土量與取土速率以平衡土水壓，因而可正確估算出土量；但泥

水加壓式潛盾機則無法正確估算出土量，將可能造成超挖而影響鄰

近隧道而未察覺。

� 路線配置時應使間距小(2M)之區段愈少愈好。

((((十五十五十五十五))))潛盾機最小內徑為何潛盾機最小內徑為何潛盾機最小內徑為何潛盾機最小內徑為何？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 針對作業人員與運輸軌道空間之需求，主要考慮工作人員不用

彎腰、頂多低頭即可出入隧道，一般而言，環片組裝後最小內徑宜

有 1.8M，此亦為目前國內最小之案例(衛生下水道)，其有 0.15m 之二

次襯砌(完成內徑為 1.5M)，潛盾機外徑為 2280mm。

� 日本有環片組裝後最小內徑 1.6M 之實績，其潛盾機外徑為

2030mm。

((((十六十六十六十六))))潛盾機到達井是否一定需要保留淨空供潛盾機駛入到達潛盾機到達井是否一定需要保留淨空供潛盾機駛入到達潛盾機到達井是否一定需要保留淨空供潛盾機駛入到達潛盾機到達井是否一定需要保留淨空供潛盾機駛入到達

井之需井之需井之需井之需？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 潛盾機到達井並不需要鏡面止水工，因此潛盾機之一側在無

淨空之情況下仍可進入到達井內再作平移與迴轉。

((((十七十七十七十七))))若作同一高程且提供兩側不同方向若作同一高程且提供兩側不同方向若作同一高程且提供兩側不同方向若作同一高程且提供兩側不同方向之出發井使用之出發井使用之出發井使用之出發井使用，，，，其工其工其工其工

作井平面配置之作井平面配置之作井平面配置之作井平面配置之合適長寬應至少為何合適長寬應至少為何合適長寬應至少為何合適長寬應至少為何？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 應視施工安排與工期限制等因素而定。

� 考量成本與施工性，潛盾隧道盡量安排潛盾機可駛入到達井

內以供拆解或轉向。

� 正常之潛盾機工作井寬度應較潛盾機機身寬加大 1M 以上為

原則，一般常見之潛盾發進井所需最小尺寸如附表 1 及圖一與圖二

所示，但針對個案亦可作特殊處理。

� 針對特殊情形，如潛盾工作井外有建物限制，潛盾機擴大端

可採僅擴大 0.6M（鏡面工尺寸約 20cm），而擴大端之最小長度需大

於 10M[1M+8M(機身長)+1M]以作為規劃配置原則，即反力座之部分

並非一定要擴大。

� 另必要時，可採取較短之臨時螺旋帶運機(screw conveyor)以縮

短工作井長度要求，惟相關費用要加以考量。

圖圖圖圖一一一一 工作井工作井工作井工作井平面尺寸符號示意圖平面尺寸符號示意圖平面尺寸符號示意圖平面尺寸符號示意圖

圖圖圖圖二二二二 工作井工作井工作井工作井立面尺寸符號示意圖立面尺寸符號示意圖立面尺寸符號示意圖立面尺寸符號示意圖

((((十八十八十八十八))))利用車站作為出發井時利用車站作為出發井時利用車站作為出發井時利用車站作為出發井時，，，，將出發段車站底板頂面整體降將出發段車站底板頂面整體降將出發段車站底板頂面整體降將出發段車站底板頂面整體降

挖至潛盾機下方約挖至潛盾機下方約挖至潛盾機下方約挖至潛盾機下方約 60~70cm 處處處處，，，，或採將底板分兩次施築之方式或採將底板分兩次施築之方式或採將底板分兩次施築之方式或採將底板分兩次施築之方式

而不降挖之而不降挖之而不降挖之而不降挖之方式辦理方式辦理方式辦理方式辦理，，，，何者為何者為何者為何者為宜宜宜宜？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：

� 兩者皆可行，惟就施工性而言，降挖案應較理想，『Simple is

the best』。

� 台北捷運採細設後再發包施工，純就業主合約之工程數量計

價分析而言，採將底板分兩次施築而不降挖之方式，只增加鋼筋續

接器與混泥土打毛等工項，評估結果其工程費用較低。高雄捷運採

統包之方式辦理，統包商均要求採將出發段車站底板頂面整體降挖

至潛盾機下方約 70cm 處(即降挖約 1M 日後再回填混擬土)之方式辦

理，此等考量使工程數量較大，但因施工單純、時間與品質掌控容

易，因此仍為多數統包商所選用。

((((十九十九十九十九))))潛盾機出發潛盾機出發潛盾機出發潛盾機出發、、、、到達工作井之支撐系統配置安排注意事項到達工作井之支撐系統配置安排注意事項到達工作井之支撐系統配置安排注意事項到達工作井之支撐系統配置安排注意事項

為何為何為何為何？？？？

答覆答覆答覆答覆：：：：((((參見參見參見參見照片二照片二照片二照片二))))

� 潛盾機頂部上方之支撐(以第 4 階支撐為例)與潛盾機須留

0.5~0.6M 之作業空間，潛盾機位置之支撐(約為第 5、6 或 7 三階支撐)

於底版完成後，一次拆除以利潛盾機發進與到達進入作業。潛盾隧

道施築完成撤機後，先架設回撐後再拆除潛盾機頂部上方之支撐，

以構築結構頂層。

� 除非潛盾機必須棄殼於車站外者，否則作為潛盾機發進或到

達端者，因潛盾機作業需求將無法設置中間樁，斜向支撐部分則採

架設壓梁以減少無支撐長度方式辦理。

� 上、下行線中只要有一線作降挖，則該區之上、下行線全面降挖以

方便作業。以 6.25M 直徑之潛盾機為例，投入口開口部之參考尺寸約需

3.5M*7.5M，迴轉空間直徑約需 8.3M，潛盾機橫移之處所不可設置中間樁，

因應交通維持需求之覆工板架設所需之中間樁須配合調整。

圖圖圖圖二二二二 工作井工作井工作井工作井立面尺寸符號示意圖立面尺寸符號示意圖立面尺寸符號示意圖立面尺寸符號示意圖

親愛的讀者朋友們：

多年來藉由「中華技術」使本工程司寶貴的工程知識與經

驗得以傳承，承蒙您的愛護與支持，不吝分享、惠賜大作，「中

華技術」因而廣受歡迎，其內容與水準普獲工程業界的肯定。

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自第 50 期起成功地改採電子書方式發行，依舊維持原有的編輯

精神，而編排格式較以往稍作更動，但卻也因此增加電子書特

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知識管理是本工程司繼 eeee 化資料管理後的另一努力目標，

「中華技術」資料數位化，不僅可將累積的資料轉為資訊，更

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期盼「中華技術」能夠成為工程技術交流切磋的園地，經

由您持續耕耘澆灌惠賜大作，得以日益成長茁壯。

耑此 敬頌

台祺

中華技術編輯小組 敬啟 92.04.30