第四章 爐石活性粉混凝土基本性質
4.3 結果分析與討論
5.3.11 臨界應力強度因子(K IC )
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。
當應變率為128~255/s 時，可以看出試體並未破壞之應力-應變曲線並未完全 提升就斷掉，並且在應力-應變圖中有兩個峰值，此一現象根據文獻[65]可能是應 力波在試體上進行反覆應力加載與卸載之過程中，殘留應變所造成的。當應變率 403~525/s 與 711~904/s 之衝擊應力-應變曲線，應變率 711~904/s 到達峰值點之 曲線會有較上凸之趨勢，峰值點應力會較應變率403~525/s 時高出很多；而應變 率403~525/s 作用下，曲線會到達峰值點會較平緩。
圖6-20 HC1 衝擊應力-應變曲線
圖6-21 HC2 衝擊應力-應變曲線
圖6-22 HA0 衝擊應力-應變曲線
圖6-24 HA2 衝擊應力-應變曲線
6.3.4 衝擊應變能
HC 及 HA 兩組配比添加 1%及 2%鋼纖維，透過 SHPB 進行動態衝擊試驗，
試驗結果如表6-2 所示，可以看到隨著衝擊能量 J 增加，試體之應變率也會跟著 增加，抵抗衝擊能量之吸能特性及抵抗變形能力不同，由於混凝土破壞發展是由 裂縫的產生與發展所導致，在裂縫之成長過成中，是需要能量才會使裂縫開始成 長，若在裂縫成長受到阻止時，就需要更多能量才會使試體受到破壞，因此爐石 活性粉混凝土若添加鋼纖維，會阻礙試體裂縫產生與擴展，可以吸收較多破壞能 量，試體受到破壞。
由圖6-10~6-12 可以看出，當應變率與衝擊能量增加時，試體本身瞬間無法 吸收這麼多的衝擊能量，因此試體會有較多的裂縫產生以抵抗試體破壞。圖6-25 隨著應變率增加，試體吸收能量增加，強度也隨著增高，應變率到達 711~904/s 最高時，試體吸收能量最多；由圖6-26 可看出隨著撞擊桿之衝擊能量 J 的增加，
試體會抵抗撞擊動能之能量會增加。
圖6-27~6-28 為撞擊桿之衝擊能量 662J~ 7130J 與 1194J ~1302J 時，試體吸 收能量關係，可以看出當添加鋼纖維1%時，會有較佳之動態吸能特性，此纖維 量之試體吸收之能量會比基材高；當添加鋼纖維量到達2%時，吸能特性會比 1%
差，但是抵抗之衝擊抗壓強度會隨著纖維含量增加而有所成長。 HC0 1290.17 904.77 12.80 HC1 127.80※ 191.12 1.65 HC1 680.55 405.80 8.13 HC1 1237.25 897.65 13.14 HC2 102.67※ 195.09 0.56 HC2 662.17 513.99 6.19 HC2 1194.82 829.72 11.79 HA0 124.93※ 165.93 1.60 HA0 713.35 525.18 8.07 HA0 1243.56 841.35 12.41 HA1 120.34※ 149.09 1.78 HA1 699.41 403.98 9.23 HA1 1302.03 711.68 13.74 HA2 150.29※ 255.32 1.20 HA2 705.01 515.32 8.60 HA2 1266.46 712.21 13.60
圖6-25 應變率與試體吸收能量關係
圖6-26 衝擊動能 J 與試體吸收能量關係
圖6-27 衝擊動能(662J~ 7130J)時試體吸收能量關係
由圖6-29 可以看出，當應變率 128~255/s 時，峰值應變為較低；當應變率到
由圖6-29 可以看出，當應變率 128~255/s 時，峰值應變為較低；當應變率到