工程實務

第一結構部

組長

林曜滄

第一結構部

工程師

闕山仁

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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)。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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

=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。

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

及極限支承力

，由文獻9，計算如下：

極限支承力

之計算，係以地震時之被動土壓力為準，計算如下：

式中

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

乘上對應之底面積後之值。

沉箱底面壓在地層上，亦有其水平向地盤反力係數

，計算如下：

其中N 為作用於基礎版底面之有效垂直載重，

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

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

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。

結構分析結果亦可得到沉箱結構之內力，應檢核不超過其強度。相關分析結果，詳見八、(四)節第3項之說明。

經由前述之計算分析後，就各種可能之破壞模式評估結果如下：

經計算，橋墩斷面標稱剪力、彎矩強度皆大於分析之載重(詳見表5、表6、表7、表8)。顯示於規範規定之地表加速度作用下，上部結構地震力經隔減震支承傳到下部結構時，橋墩底部斷面之行為仍在彈性範圍內，僅P11S、P14S橋墩斷筋處斷面應力大於容許值。此外，橋墩於行車方向仍屬單柱式橋墩之行為，原設計於塑鉸區內之圍束箍筋量不符規範所需。

分析之結果顯示，梁端與下部結構之位移及相關作用力皆在容許範圍內。

經初步分析評估，於規範規定之地表加速度作用下，各橋墩沉箱基礎之穩定性與強度評估如表9所示。

由鑽探之結果顯示，本區地質多以卵礫石層及泥岩層為主，故發生土壤液化之機率極低。

經由橋梁耐震評估結果得知，本橋並無落橋及土壤液化發生之情形，故耐震補強工程範圍係以橋墩及基礎結構補強為主。

耐震補強設計作法簡述如下：基於前述之耐震補強目標，並考慮舊有下部結構的特性後，研選適當補強工法，並於擇定工法後進行耐震補強設計，然後再評估補強設計結構耐震能力是否達到原先設定之目標。以下為本耐震補強設計之概要說明。

於耐震能力不足之RC橋墩的補強方式，常用之工法有下列三種方法，包括：(1)RC包覆工法；(2)鋼鈑包覆工法；(3)碳纖包覆工法等。但基於經濟性及維護上的考量，補強工法是以RC包覆工法為原則，若在空間受限或施工條件不適用RC包覆工法時，則採用鋼鈑包覆工法。碳纖包覆工法具有材料輕、柔性、搬運容易及施工迅速等優點，大部份使用在橋梁軸向主筋截斷部位之補強或剪力補強。

由於本橋上部結構已改建為自重較輕之鋼I型梁，並於梁底設置高阻尼橡膠支承墊，可以大幅降低水平地震力。經分析評估結果顯示於規範之設計地表加速度作用下，絕大多數橋柱斷面之剪力、彎矩載重仍在容許範圍內(容許剪力為斷面標稱剪力乘以0.85，容許彎矩為斷面標稱彎距乘以0.9)，僅少部分橋墩 (P11S,P14S)於斷筋處斷面之彎矩載重略大於容許範圍(約5%左右)，惟該載重仍未大於斷面標稱彎矩。故本工程舊有橋墩於規範地震力作用下，其行為仍處於彈性範圍內。

然而，舊有橋墩之圍束鋼筋量並不符規範所需，並且在考量洪水夾帶流木、巨石對橋墩墩體之撞擊力，以及鋼鈑抗撞性、耐久性與防蝕考量等因素下，本工程設計採用橋墩柱外包覆10MM厚之鍍鋅鋼鈑(見圖十)。

舊有橋墩經鋼鈑補強後，因鋼鈑對橋墩混凝土具有圍束功能，使混凝土抗壓強度從原設計強度210kg/cm²提昇至250kg/cm²左右，經重新分析、計算，P11S、P14S橋墩斷筋處斷面之標稱彎矩強度可達到920T-M左右，即容許彎矩強度達828T-M，已大於載重彎矩。此外，也因為補強鋼鈑之包覆，柱底斷面處之圍束鋼筋量亦已達到規範所要求，即使未來發生較規範為大之地震力時，補強後之橋墩具有韌性，可提昇其耐震能力。

一般對於沉箱基礎之橋基加固補強方式，常用之工法有下列四種方式，包括：(1)鋼鈑樁加固補強工法(以下簡稱鋼鈑樁工法)；(2)托底加固補強工法(以下簡稱托底工法)；(3)連續壁加固補強工法(以下簡稱連續壁工法)；(4)排樁加固補強工法(以下簡稱排樁工法)。由於本工址地區屬卵礫石及泥岩地質，計算可能之沖刷深度達17公尺，顯然鋼鈑樁工法並不適用。若採托底工法將嚴重阻礙通水斷面積，更可能因河道束縮加速河床下刷深度，導致基礎裸露加大。若考慮沖刷等因素而降低樁帽高度至河床面下，則舊有沉箱基礎與樁帽間之固接設計亦有實際上之困難。

經過詳細檢討考慮後，本工程以連續壁工法及排樁工法較為可行。然而在考量經濟性與施工性因素之後，選擇排樁工法作為沉箱基礎加固補強之設計。

不同於托底工法，排樁工法之樁帽(頂版)並未與舊有沉箱結構連結，所以此種工法樁帽可以設計在沖刷面以下。而排樁群之迎水面亦可設計為較流線之形狀(如長圓形)，並儘可能緊貼舊有沉箱結構，未來基礎裸露加大時，不致造成局部沖刷之行為，對於既有河道通水斷面影響較小，因此施作完成後，不似托底工法容易造成水位之抬昇、側岸不穩定等現象。此外，排樁工法對於抵抗巨石、流木之撞擊、磨損亦較托底工法為優。

在結構行為方面，由於排樁群鋼筋已錨錠於樁帽內，可形成一體構造提供相當之側向勁度，配合排樁內之地質改良工程，使舊有沉箱結構具良好之穩定性。

設計地表加速度係數0.33，重要性係數1.2，並考慮規範規定之垂直地震力。

沉箱側邊土壤Eo=1250kg/cm²，底部土壤Eo=1250kg/cm²，均假設為彈塑性材質。