預裂縫彎曲強度

混凝土在施工或使用時，可能會使結構物產生裂縫，而裂縫之產生會造成此 處會有高度應力集中現象，可能會在使用過程中，產生破壞發生。以往工程設計 均視材料為均無瑕疵，而破壞力學則是認定材料已有缺陷，若在工程設計上，考 慮到此破壞力學之影響，會有較佳結構物設計。

破裂韌性試驗將抗彎試體下方預留預裂縫，進行中心點抗彎試驗，探討其預 裂縫之抗彎強度，表5-12 及圖 5-46 可以明顯看出三種不同配比或養護方式當纖 維含量增加，預裂縫之抗彎強度也會因為纖維含量增加，會有很明顯之增加趨 勢，而三種配比添加纖維後預裂縫之抗彎強度，也會因此而不同。當基材(0%鋼 纖維)添加 1%鋼纖維，C、HC、HA 三種配比之預裂縫抗彎強度成長幅度分別為 72.5%、288.8%、144.9%，當從 1%添加到 2%鋼纖維時，C、HC、HA 三種配比 之預裂縫抗彎強度成長幅度分別為 36.9%、60.3%、44.7%，可以看出透過高溫 210℃養護方式後，當添加纖維時之強度成長幅度比較大。

當基材未添加鋼纖維之預裂縫抗彎強度，90℃熱養護之 C0 強度最高，但透 過高溫210℃養護後，HC0 強度下降 76.8%，未添加纖維之爐石活性粉混凝土透

過高溫210℃養護，試體若預先有裂縫產生，則較無法抵抗外力，材料本身可能 會較脆產生之破壞。

但活性粉混凝土添加鋼纖維之後，預裂縫之抗彎強度，會有很明顯之成長趨 勢，且添加爐石粉之HC1 及 HC2，預裂縫抗彎強度皆高於 HA 及 C 配比，且透 過高溫210℃養護，添加纖維之爐石活性粉混凝土預裂縫抗彎強度較高。當添加 1%及 2%纖維時，預裂縫抗彎強度 HC1 比 C1 與 HC2 比 C2 分別高出 27.5%與 49.4%，且 HA 配比添加 1%及 2%鋼纖維後，透過高溫 210℃養護，預裂縫抗彎 強度會比 90℃熱養護之 C 材還高；但是相同養護方式添加爐石粉之預裂縫抗彎 強度會比未添加爐石粉之活性粉混凝土強度來的高。因此活性粉混凝土添加爐石 粉透過高溫210℃養護後，可以增進基材與纖維間之粘結力，抵抗預裂縫處之應 力場，纖維在裂縫處形成牽引作用，為阻止裂縫之延伸。

表5-12 添加不同纖維之預裂縫彎曲強度 預裂縫彎曲強度

(MPa) 0 % 1 % 2 %

C 24.36 42.01 57.49

HC 13.78 53.58 85.87

HA 20.13 49.30 71.31

曲應變能。

圖5-47 不同纖維之預裂縫彎曲應變能

5.3.11 臨界應力強度因子(K

)

透過破裂韌性試驗，將長方形抗彎試體下方預留預裂縫，在預裂縫之下方裝 設COMD 位移計，紀錄抗彎試體受加載過程中，加載力與裂縫開口之位移變化 量，並且在這預裂縫之抗彎試體上進行中心點抗彎試驗之加載，利用極限強度之 載重力Pmax，代入 ASTM E399 線彈性材料破裂韌性規範公式，如公式 5-9，計 算出載重到達抗彎強度臨界點之臨界應力強度因子(KIC)。

在抗彎試體下方預留預裂縫，裂縫尖端有很大之應力場，而應力強度因子K 作為裂縫尖端應力大小之指標。而當材料受應力時，承受應力強度因子 KI到達 臨界應力強度因子(KIC)時，裂縫會開始迅速延伸，導致試體破壞；若在試體內添 加鋼纖維後，不但可以降低試體受加載過程時之裂縫尖端之應力場，使裂縫不容 易延伸，且可以將材料之臨界應力強度因子(KIC)提高，因此材料若有較高之臨界 應力強度因子(KIC)，裂縫尖端處可以抵抗較大之應力，產生較大之應力。

5-48 為不同配比之不同纖維含量之臨界應力強度因子(K )，當添加 1%及

幅度為 27.5%，可以大幅提升裂縫尖端處抵抗之應力場，且 HA1 之臨界應力強 度因子(KIC)也大於比受 90℃熱養護之 C1；當添加鋼纖維到達 2%時，臨界應力 強度因子(KIC)都有所明顯之提升，添加爐石之活性粉混凝土 HC2 透過高溫 210

℃養護，臨界應力強度因子(KIC)增加幅度更明顯，且比受 90℃熱養護之 C2 高出 19.5%，且 HA2 之臨界應力強度因子(KIC)也大於 C2。因此，HC2(爐石 50%)添 加 2%鋼纖維，並透過高溫 210℃養護，會有最佳之臨界應力強度因子(KIC)，並 且性質比未添爐石HA2 活性粉混凝土好，可以抵抗裂縫尖端處受加載時之應力。

表5-14 不同纖維之臨界應力強度因子(KIC) 臨界應力強度因子

(KIC) 0 % 1 % 2 %

C 1.080 1.862 2.582

HC 0.611 2.374 3.085

HA 0.892 2.184 3.160

圖5-48 不同纖維之臨界應力強度因子(KIC)

圖5-49 C0 材預裂縫抗彎試體破壞情形

圖5-50 HC0 材預裂縫抗彎試體破壞情形

圖5-52 C1 材預裂縫抗彎試體破壞情形

圖5-53 HC1 材預裂縫抗彎試體破壞情形

圖5-54 HA1 材預裂縫抗彎試體破壞情形

圖5-55 C2 材預裂縫抗彎試體破壞情形

圖5-56 HC2 材預裂縫抗彎試體破壞情形

發生，並探討添加爐石之直接剪力力學性質。

圖5-58 不同纖維量之直接剪力強度

圖5-60 鋼纖維 1%試體直接剪力試驗破壞

圖5-61 鋼纖維 2%試體直接剪力試驗破壞

第六章 爐石活性粉混凝土動態力學性能

本研究採用Φ50×25mm 圓柱試體利用分離式霍普金森桿(SHPB)試驗設備進 行試驗。在進行試驗前，必須將試體利用精密模床磨成水平(圖 6-1)，以防止衝 擊時應力集中破壞情形發生；要先將試體表面塗抹牛油，並夾放在入射桿與透射 桿中間緊密接觸(圖 6-2)，再進行衝擊試驗。

圖6-1 霍普金森桿試驗之試體

圖6-2 試體塗抹牛油緊密夾放於兩彈性桿間

撞擊桿之發射衝擊動能，是經由空壓機及鋼瓶填充壓力氣體達到所需的速度 壓力而擊發，啟動氣壓控制系統如圖3-18 所示，按下“FILL＂開啟啓動氣壓閥，

開始充入壓力氮氣，當到達所需求之壓力，按下“STOP＂停止充氣，若超過所 需之壓力可以使用洩壓“RELEASE＂進行洩壓。為了避免誤觸發射鈕，若要擊 發撞擊桿時必須要雙按“FIRE＂才可進行擊發。

SHPB 試驗設備全長 10m 如圖 6-3 所示，主要是由控制系統及資料截取系 統、動力供給系統、測速系統、撞擊桿、入射桿、透射桿及後部之緩衝系統所組 成。利用啟動氣壓控制系統來控制填充發射撞擊桿所需之壓力及發射撞擊桿之 用。入射桿和透射桿黏貼應變計後，連接惠斯電橋將訊號放大，與數位式高速示 波器連接，來量測發射撞擊桿之後，入射、透射彈性桿受撞擊後之彈性應變量，

計算兩彈性桿所夾試體之應變歷程。將撞擊桿發射撞擊於入射桿會產生一維入射

波傳送到達試體後會產生反射波與透射波，如圖6-4 所示。

採用桿徑為 50mm，桿長 500mm，彈性模數為 212.8GPa,，材料密度 7830 kgf/m³。

2. 入射桿與透射桿

入射桿與透射桿同樣為直徑 50.0mm 之鋼質彈性圓桿，桿長為 1600.0mm，

材料為ANSI TYPE 工具鋼，密度為 7830kgf/m³,彈性模數為 202GPa。

3. 應變片

使用應變片量測入射桿與透射桿之脈衝訊號，使用較小之箔式應變片量測高 頻的脈衝應變，應變片反映之應變量為基長(gage length)範圍內應變量之平均

1：高壓氮器； 2：撞擊桿引導槍； 3：撞擊桿； 4：測速裝置； 5：應變計；

6：入射桿 7：透射桿； 8：試體； 9：數位示波器； 10：控制器及資料擷取、

分析系統

圖6-3 SHPB 實驗設備裝置

圖6-4 撞擊後入射桿與透射桿之入射、透射與反射波形

圖6-5 SHPB 之入射、反射與透射波示意圖

6.3 結果分析與討論

6.3.1 衝擊抗壓強度

霍普金森壓桿(SHPB)之撞擊桿受動力系統之鋼瓶填充不同氣體壓力，作為 發射撞擊桿之動能，發射撞擊桿之後，試體會受到撞擊桿撞擊之而產生破壞，因 此試體也會產生變形，隨著衝擊增加應變率會隨著增加。將爐石活性粉混凝土透 過霍普金森壓桿(SHPB)試驗機進行動態衝擊壓載試驗，透過三組高應變速率進 行試體之衝擊變形探討，探討材料在不同應變率作用下對抗壓強度，試驗結果為 表6-1。

圖 6-6 為靜態應變率5×10⁻⁶/s與三種動態撞擊時之應變率抗壓強度比較，

可以看出試體受不同之應變率作用下，爐石活性粉混凝土之抗壓強度會有明顯之 影響；而當應變率範圍(128~255/s)時，試體受撞擊桿撞擊開始加載，但試體並未 完全加載破壞完就進行卸載，因此試體受此應變率作用下並沒有產生破壞，此應 變率作用下之動態抗壓強度，比靜態抗壓強度還低；並觀察此試體，外表並無明 顯損傷。而隨著應變率增加，當HC 及 HA 兩配比之基材與添加 1%、2%鋼纖維 後之峰值極限應力強度，也會有明顯快速增加趨勢。

圖6-7 為衝擊動能與試體衝擊抗壓強度關係，隨著衝擊動能增加，衝擊抗壓

間較短時，由於材料本身沒有足夠之時間來吸收衝擊之能量，試體本身會產生較

HA2 1 150.29^※ 255.32 69.21 HA2 3 705.01 515.32 201.62 HA2 5 1266.46 712.21 258.33

※

在此應變率作用下，試體未產生破壞

圖6-6 應變率與衝擊抗壓強度關係

圖6-8 衝擊動能(662J~ 7130J)時添加纖維之衝擊抗壓強度

圖6-9 衝擊動能(1194J ~1302J )時添加纖維之衝擊抗壓強度

6.3.2 衝擊破裂型態

HC0 HA0 圖6-10 應變率(128~255/s)作用下 HC0 與 HA0 破壞

HC0 HA0 圖6-11 應變率(403~525/s)作用下 HC0 及 HA0 破壞

圖6-12 應變率(711~904/s)作用下 HC0 與 HA0 破壞

圖6-13 應變率(128~255/s)作用下 HA1 破壞

HC1 HA1 圖6-14 應變率(403~525/s)作用下 HC1 及 HA1 破壞

HC2 HA2 圖6-16 應變率(128~255/s)作用下 HC2 及 HA2 破壞

HC2 HA2 圖6-17 應變率(403~525/s)作用下 HC2 及 HA2 破壞

HC2 HA2 圖6-18 應變率(711~904/s)作用下 HC2 及 HA2 破壞

6.3.3 衝擊應力-應變曲線

本研究將HC 及 HA 配比之爐石活性粉混凝土受動態衝擊壓載試驗的衝擊應 力-應變曲線圖為如圖 6-19~圖 6-24，每組配比利用三種應變率進行衝擊，可以看 出兩組配比之基材與添加鋼纖維後的應力-應變曲線會隨著應變率增加而明顯提 升，且極限強度前曲線斜率也會隨著應變率增加而提升，因此彈性模數 E 值也 會隨著提高。當進行高應變率動態衝擊試驗時，衝擊應力-應變曲線所上升趨勢 較高且峰值後曲線會繼續往後延伸，因此曲線包圍面積也較大，得到吸收較多之 應變能量，所以當應變率較高時，試體吸收能量也會隨著應變率增加而提高，因 此透過較高應變率此時可看出峰值應力及峰值應變也會隨著高應變率的增加峰 值應力也會增大，並且在極限強度前之曲線，應力值約略呈線性增加，達到峰值 應力後曲線才會有往下降趨勢，且應力-應變曲線也會因為纖維含量增加而提升。

本研究將HC 及 HA 配比之爐石活性粉混凝土受動態衝擊壓載試驗的衝擊應 力-應變曲線圖為如圖 6-19~圖 6-24，每組配比利用三種應變率進行衝擊，可以看 出兩組配比之基材與添加鋼纖維後的應力-應變曲線會隨著應變率增加而明顯提 升，且極限強度前曲線斜率也會隨著應變率增加而提升，因此彈性模數 E 值也 會隨著提高。當進行高應變率動態衝擊試驗時，衝擊應力-應變曲線所上升趨勢 較高且峰值後曲線會繼續往後延伸，因此曲線包圍面積也較大，得到吸收較多之 應變能量，所以當應變率較高時，試體吸收能量也會隨著應變率增加而提高，因 此透過較高應變率此時可看出峰值應力及峰值應變也會隨著高應變率的增加峰 值應力也會增大，並且在極限強度前之曲線，應力值約略呈線性增加，達到峰值 應力後曲線才會有往下降趨勢，且應力-應變曲線也會因為纖維含量增加而提升。