先進混凝土材料應用於防洪構造之研究-子計畫:活性粉混凝土防洪耐久及耐震性質研究(II)

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行政院國家科學委員會專題研究計畫成果報告

先進混凝土材料應用於防洪構造之研究--子計畫:活性粉混

凝土防洪耐久及耐震性質研究(II)

研究成果報告(完整版)

計畫類別：整合型計畫編號： NSC 100-2625-M-151-001- 執行期間： 100 年 08 月 01 日至 101 年 07 月 31 日執行單位：國立高雄應用科技大學土木工程系計畫主持人：潘煌 共同主持人：戴毓修計畫參與人員：碩士班研究生-兼任助理人員：陳志宏碩士班研究生-兼任助理人員：姜長庚報告附件：出席國際會議研究心得報告及發表論文公開資訊：本計畫可公開查詢

中華民國 101 年 10 月 31 日

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中文摘要：活性粉混凝土(RPC)具有超高強度，膠結材的卜作嵐材料大多為矽灰，在國內矽灰並未生產，必須仰賴進口，使得活性粉混凝土的成本較高，若用爐石取代部分矽灰，可降低混凝土成本具有經濟效益。本年度(第二年)計畫依照上年度的配比 (配比 A)，以目標強度 150MPa 之爐石取代 50%矽灰與水泥，添加鋼纖維 1%和 2%，並進行高溫養護，進行含飽和水之靜態、動態力學試驗和沖擊磨耗試驗，做為水工模型試驗參考。試驗結果得知，使用活性粉混凝土在水工防洪構造時，設計的抗壓強度必須降低 10%至 20%，楊氏彈性模數 E 需降低 8%，且在進行耐震設計時之剪力強度必須折減 20%以策安全；另外，應添加鋼纖維以確保水工構造物具有耐衝擊的能力。當加載的動態應變率越高或添加鋼纖維時，所有 RPC 配比的動態抗壓強度、衝擊動能與動態彈性模數也跟著提高；且破壞性質在添加鋼纖維後，很明顯的由粉碎的脆性破壞轉變為整體式之多裂縫破壞型態。不管是 HA、HC 或 HF 配比，基材(不含鋼纖維)在經過 10min 沖擊後，所有的試體都產生斷裂及破損；但是，加入鋼纖維後之沖擊的磨耗損失都只發生在試體的表面，因此，添加微量鋼纖維的爐石活性粉混凝土之水工防洪構造物確實可以抵抗含砂水流的沖擊和磨耗，且有較大的韌性、耐衝擊性及耐久性。中文關鍵詞：水工構造、爐石、活性粉混凝土、沖擊、磨耗、衝擊動能英文摘要： Reactive powder concrete (RPC) is a kind of ultra

high strength concrete. Silica fume is always chosen in binders for PRC. However, the use of silica fume in RPC is expensive in Taiwan. To cut the cost is possible if we replace parts of silica fume by blast furnace slag in RPC. In this study, we investigate the static and dynamic properties of RPC under air-dried and saturated water condition. Meanwhile, these hydraulic RPC members are tested to examine the

effect of abrasion and impact resistance under the artificial flow containing water and/or

gravel.Results indicate that, we had better adopt 80% compressive strength, 92% elastic Young＇s modulus and 80% shear strength as the design properties to make sure the safety of RPC design when RPC is selected as a material in hydraulic Structures. Not only applying higher strain-rate but also adding steel fibers to RPC can enhance impact resistant of RPC hydraulic structures. Hydraulic structures were

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completely destroyed under abrasion test containing water and solid-particle if no steel fibers are added. RPC with a few steel fibers has the advantage of enhance abrasion and impact resistant, toughness, compressive and shear strength, and elastic modulus, especially used in hydraulic structures.

英文關鍵詞： hydraulic Structures, blast furnace slag, reactive powder concrete, abrasion, impact energy

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先進混凝土材料應用於防洪構造之研究-

子計畫：活性粉混凝土防洪耐久及耐震性質研究(II)

Durability and Seismic Resistant Properties of Reactive

Powder Concrete for Hydraulic Structures (II)

計畫編號： NSC 100-2625-M-151 -001

執行期限：100 年 8 月 1 日至 101 年 7 月 31 日

主持人：潘煌鍟國立高雄應用科技大學土木工程系

摘要

活性粉混凝土(RPC)具有超高強度，膠結材的卜作嵐材料大多為矽灰，在國內矽灰並未生產，必須仰賴進口，使得活性粉混凝土的成本較高，若用爐石取代部分矽灰，可降低混凝土成本具有經濟效益。本年度(第二年)計畫依照上年度的配比(配比 A)，以目標強度 150MPa 之爐石取代 50%矽灰與水泥，添加鋼纖維 1% 和2%，並進行高溫養護，進行含飽和水之靜態、動態力學試驗和沖擊磨耗試驗，做為水工模型試驗參考。試驗結果得知，使用活性粉混凝土在水工防洪構造時，設計的抗壓強度必須降低10%至 20%，楊氏彈性模數 E 需降低 8%，且在進行耐震設計時之剪力強度必須折減20%以策安全；另外，應添加鋼纖維以確保水工構造物具有耐衝擊的能力。當加載的動態應變率越高或添加鋼纖維時，所有 RPC 配比的動態抗壓強度、衝擊動能與動態彈性模數也跟著提高；且破壞性質在添加鋼纖維後，很明顯的由粉碎的脆性破壞轉變為整體式之多裂縫破壞型態。不管是 HA、HC 或 HF 配比，基材(不含鋼纖維)在經過 10min 沖擊後，所有的試體都產生斷裂及破損；但是，加入鋼纖維後之沖擊的磨耗損失都只發生在試體的表面，因此，添加微量鋼纖維的爐石活性粉混凝土之水工防洪構造物確實可以抵抗含砂水流的沖擊和磨耗，且有較大的韌性、耐衝擊性及耐久性。關鍵詞：水工構造、爐石、活性粉混凝土、沖擊、磨耗、衝擊動能

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Abstract

Reactive powder concrete (RPC) is a kind of ultra high strength concrete. Silica fume is always chosen in binders for PRC. However, the use of silica fume in RPC is expensive in Taiwan. To cut the cost is possible if we replace parts of silica fume by blast furnace slag in RPC. In this study, we investigate the static and dynamic properties of RPC under air-dried and saturated water condition. Meanwhile, these hydraulic RPC members are tested to examine the effect of abrasion and impact resistance under the artificial flow containing water and/or gravel.Results indicate that, we had better adopt 80% compressive strength, 92% elastic Young’s modulus and 80% shear strength as the design properties to make sure the safety of RPC design when RPC is selected as a material in hydraulic Structures. Not only applying higher strain-rate but also adding steel fibers to RPC can enhance impact resistant of RPC hydraulic structures. Hydraulic structures were completely destroyed under abrasion test containing water and solid-particle if no steel fibers are added. RPC with a few steel fibers has the advantage of enhance abrasion and impact resistant, toughness, compressive and shear strength, and elastic modulus, especially used in hydraulic structures.

Keywords: hydraulic Structures

,

blast furnace slag, reactive powder concrete,

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第一章緒論

1.1 研究動機

台灣位於環太平洋地震帶西側的顯著環節上，因此地震活動頻繁。目前水工構造物在規劃與設計時，除水庫壩體外，大部分防洪構造物常未考慮其耐震能力，使得每當地震來臨時，防洪構造物(如堤防、護岸、攔河堰等)會因地震力而購損，進而產生裂縫，又有水流的沖刷與滲透，很容易造成防洪水工構件之損壞。因此，利用改變混凝土內之組成成份，改善混凝土膠結材與粗細骨材之界面膠結狀況，來提升混凝土本身的性質，受耐磨、耐衝擊之性能及耐震之能力，有利於防洪構造物之耐衝磨性能之提升。為確保防洪構造之服務功能及使用壽命能夠充分展現，使用活性粉混凝土(RPC)的高強度和高韌性在防洪構造物以增加耐久性與耐震能力。

1.2 研究目的

目前防洪構造所使用的材料以天然土砂、石籠及混凝土為主，而大多主要河段採用無筋混凝土構造。在受地震、水質酸化或高鹽分之影響，以及長期受到水流、泥沙及土石的磨損與沖擊，防洪構造的破壞是可預期的。由於混凝土材料是由膠結材料和粗(細)骨材所組成的多相複合材料，在水流及砂石的沖刷和磨耗下，首先組成材料之表面耐磨性能較差的部份會被磨掉，使得耐沖磨性能強的部份則曝露出來，因此必須提升混凝土耐磨性能。本研究將活性粉混凝土中之矽灰利用水淬爐石粉取代，探討不同爐石粉取代量添加鋼纖維含量1%、2%抗壓強度變化，找出爐石取代後抗壓強度可達到 150MPa 最佳配比，並控制流度值在 200~250 mm 避免添加鋼纖維有沉澱的現象發生，而本年度計畫是目標強度 150MPa 之爐石取代配比與未添加爐石配比，添加鋼纖維 1%和 2%，並進行高溫養護，進行含飽和水之靜態、動態力學試驗和沖擊磨耗試驗，做為水工模型試驗參考。

1.3 研究方法與流程

本研究的 RPC 混凝土主要使用在台灣的防洪構造物上，所以在材料方面希望能以台灣可以自產的為主，就以經濟性來說，用水淬爐石粉來取代矽灰可減少成本。所以本年度(第二年)計畫依照上年度的配比(配比 A)，要達到 150MPa 的爐石活性粉混凝土，可採用50%矽灰用量的爐石粉配比(配比 C)但同時要採用高

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溫養護(配比 HC)才能達到目標，因此為了能應用在台灣的水工構造物，本年度(第二年)的配比使用高溫養護(配比編號增加 H 代號，例如配比 A 使用高溫養護的編號為HA)，除了比較配比 HA 和配比 HC 外，為再降低生產成本將配比 HC 的水泥用量也用相同於矽灰用量取代量的爐石粉取代(配比 HF)，所以有三種爐石活性粉混凝土配比。因防洪構造物混凝土常浸泡在水中，進行比較乾燥環境(AD) 和潮濕環境(SSD)的爐石活性粉混凝土性質，試驗性質以耐震性質和沖擊磨耗為主。本研究流程如圖1-1。

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研究動機及目的文獻回顧試體配比設計水工構件用混凝土爐石取代矽灰之RPC 爐石取代矽灰和水泥之RPC 基本力學試驗抗壓強度試驗試驗計劃擬定耐久性試驗動態力學試驗靜態力學試驗含砂水流磨耗霍普金森桿 1. 動態抗壓強度 2. 動態應力-應變圖 3. 動態彈性模數 E 4. 動態衝擊動能 J 5. 動態吸收能量含砂水流沖擊一般試體強度飽和含水強度 1. 靜態抗壓強度 2. 靜態應力-應變圖 3. 靜態彈性模數 E 4. 靜態柏松比 v 5. 韌性指數(TI) 6. 臨界應力強度因子(KIC) 7. 直接剪力強度 τ 1. 重量損失率 2. 磨耗率試驗結果分析與討論結論圖1-1 試驗計畫流程圖

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第二章文獻回顧

2.1 活性粉混凝土工程上應用

RPC 屬於超高強度之混凝土，且兼具有高韌性及高耐久性，在國外已有一些重大工程開始使用RPC 作為主結構材料。圖 2-1 為加拿大建造第一座 RPC 之 Sherbrood 試驗橋，利用不銹鋼管為主桁架結構。圖2-1 加拿大 RPC 之 Sherbrood 試驗橋[1] 國內進行工程上運用之研究，簡 (2001) [2]進行剛性鋪面的修補研究，利用 RPC 材料於中山高泰山收費站與中正機場進行剛性鋪面，RPC 具有快速修補之性能兼具有韌性性質。Lee (2007) [3]將 RPC 作為修復材料之探討，RPC 耐磨細數高於普通混凝土8 倍，並進行凍融循環耐久性之探討，為優良混凝土。蕭 (2007) [4]利用活性粉混凝土來製作水溝蓋，並且建立設計水溝蓋之配比設計。詹(2007) [5]研究將 RPC 運用在軍事用途之相關研究上之探討，因 RPC 添加鋼纖維後會有良好吸收能特性，可以吸收受爆壓能量之功用。

2.2 添加爐石粉活性粉混凝土之研究

傳統之活性粉混凝土(RPC)中之膠結材，大多使用矽灰作為卜作嵐材料，因矽灰在台灣並未生產，若要降低成本，且要活性粉混凝土在台灣構造物普遍廣泛使用，則須由台灣生產之卜作嵐材料來取代矽灰較為恰當。因水淬爐石粉為卜作嵐材料，為鋼鐵生產時之副產品，具有良好的膠結能力，若以適當的方法可激發其水化作用之活性，也會與氫氧化鈣進行「卜作嵐反應」形成類似水化產物C-S-H

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國外學者Zhang (2008) [7]提出綠色活性粉混凝土，添加少量飛灰及爐石且添加4%鋼纖維，透過 90℃和 200℃兩種熱養護方式可達到 200MPa 之高強度目標，並探討動態力學之性能影響。Halit 研究團隊(2008-2010) [8-10]研究添加少量之飛灰、爐石粉之力學性能，結果顯示力學性能不會有明顯降低的趨勢。並在活性粉混凝土養護過程中，利用高溫高壓養護方式，添加飛灰及爐石粉之活性粉混凝土，可以有效增加抗壓強度，及改善抗彎韌性。近年來國內學者逐漸研究活性粉混凝土中添加爐石粉，李(2006) [11]在活性粉混凝土配比中，添加飛灰與爐石粉探討其性質，發現水膠比越低及添加鋼纖維後，抗壓、抗彎強度都會有增加之趨勢。吳(2006) [12]將活性粉混凝土中利用少量之飛灰及爐石粉作取代，探討25℃和 85℃兩種養護方式，添加爐石粉透過高溫蒸氣養護後，早期有良好之力學性質，並添加鋼纖維也可提升抗裂、抗彎之力學性能。高(2007) [13]進行飛灰及爐石粉對矽灰 100%取代，而取代後對力學性質影響不顯著。江(2009) [14]利用偏高嶺土與爐石粉對 RPC 中之矽灰作取代經由 23℃和 70℃兩種養護，進行力學性能與耐久性研究探討。

2.3 材料破壞力學與應變速率關係

混凝土對不同應變率作用下非常靈敏，當應變率超過某個階段後，混凝土材料會因為應變速率增加，試體強度也急速增加，試體的破壞行為會使裂縫急速快速成長，衝擊試驗後，可獲得動態下之應力-應變曲線，隨著應變衝擊速率不同，材料性質與行為也會有所不同。Lindholm [15]歸納動力試驗之狀況如圖 2-2 所示，對於一般使用油壓式或電磁荷重試驗機進行擬靜態試驗應變速率，範圍約在 10-6/s ~10-4/s 之間，受地震影響引發範圍約 1×10-3/s ~1×101/s，則衝擊或爆炸所產生的應變率約在 100/s ~103/s 或更高，對此範圍應變率多使用落重式試驗(drop

weight impact testers)和氣動式衝擊試驗機進行。

-8 10 ₁₀-7 ₁₀-6 ₁₀-5 ₁₀-4 ₁₀-3 ₁₀-2 ₁₀-1 ₁ ₁₀ ₁₀2 ₁₀3 應變率 (S )-1 潛變擬靜態荷重中應變率高應變率地震爆炸固定荷重或應力試驗機油壓式或電動伺服式震動台汽動式或機械式衝擊試驗機高速氣槍或爆炸衝擊實驗加載方式荷重型式圖2-2 材料應變率與試驗方法[15]

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分離式霍普金森壓桿(spilt-Hopkinson pressure bar, SHPB)屬於氣動式衝擊試驗機，該設備最早是由Hopkinson 在 1914 年提出，在 1949 年 Kolsky [16]將桿分成兩節，將試體放置其中，利用 SHPB 量測到衝擊荷重下應力-應變曲線之關係，此試驗方法簡單，使得SHPB 被應用於材料的動態性質試驗，從最初的動態壓縮試驗，發展出動態拉伸與扭轉，來測試各種複合材料。材料之應力-應變曲線受到許多因素之影響，試驗方式、材料本身特性、加載儀器、加載之速率等等，都會影響曲線變化。一般加載加載速率探討，可以分為應力與應變增加率兩種，但大多研究文獻[17-19]都以應變控制增加率來進行探討混凝土材料之變形行為，研究可以發現，混凝土對於應變速率影響很大，會影響強度、應力-應變曲線變化、彈性模數、韌性性質都會有所影響。Wang [20]探討鋼纖維混凝土透過 SHPB 進行動態壓縮試驗，探討其應力-應變關係，研究可得知鋼纖維含量與應變速率會影響動態抗壓強度。對於活性粉混凝土之動態衝擊之研究，Tai [21]研究不同應變率下，添加鋼纖維之活性粉混凝土之動態強度會受到不同應變率之影響，並影響動態之吸能之特性。[22-23]並透過 SHPB 對不同鋼纖維含量之活性粉混凝土，進行重複衝擊並探討不同試體動態吸能之特性，試體內部之損傷會隨著衝擊次數會逐漸累積擴大，應力也會有衰減現象，並且能量也會因纖維量及應變率增加而有大幅提升。最近有學者對於衝擊韌性之探討，Wang(2011) [24]利用霍普金森試驗機 (SHPB)及萬能材料試驗機(MTS)進行對於鋼纖維混凝土靜態與動態衝擊抗壓之強度與韌性性質，隨著纖維含量增加，材料性質從脆性變成韌性，並且利用重複衝擊方式，探討添加纖維量1.5%和 3%時之韌性性質。曾[25]使用霍普金森試驗機(SHPB)探討不同種類之纖維加入瀝青混凝土受動態衝擊之研究，並且分別利用應力-應變圖中的應變能，做韌性指標探討，分別探討當應變量到達 0.01、0.02、 0.03、0.04、0.05 時之韌性，結果可以發現不同纖維種類，會有不同韌性情況發生，隨著纖維量增加，韌性會有較高之趨勢，且隨著應變量增加，也會有增韌作用。

2.4 破裂韌性

在混凝土製做當中，會因為灌製方法、環境溫度變化、體積變化等因素，造成混凝土試體，產生微小裂縫，這些裂縫會造成試體受力過成中應力集中的現象，導致結構物破壞。而破壞力學認定材料本身含有微小裂縫，是以有裂縫為出發點進行設計結構物，來彌補工程設計上常用方法之缺陷。

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對於結構體而言，材料裂縫之受力方式不同，破壞模式會隨著不一樣，裂縫破壞模式可歸納成三種模式，開口拉伸破壞模式(模式 Ι)、滑移破裂模式〈模式 Ⅱ〉、撕開式破裂模式〈模式Ⅲ〉，目前對於鋼纖維混凝土破裂性質較多研究注重於模式Ι 之探討[24-26]，模式Ⅱ、Ⅲ破裂形態也經常會發生在鋼纖維混凝土結構中，鋼纖維混凝土具有較弱的抗剪力[17-28]，對於滑動式破裂抵抗能力需要特別注意。在裂縫的尖端T 處，有很大的應力場行為，以應力強度因子(Stress Intensity

Factor) K 作為裂縫尖端應力大小指標。而 KIC 則表示臨界應力強度因子(Critical Stress Intensity Factor)，可以表示材料內部是否成長，單位為 MPa√m。當材料

進行載重受力行為時，隨著應力增大，材料內部應力強度因子KI 也會隨著增大，材料所承受之應力強度因子KI 到達此材料之 KIC 時，材料弱點處之裂縫即會開始不穩定延伸，將會導致材料迅速破壞。高韌性材料較不容易因外載重作用讓內部裂縫繼續蔓延，活性粉混凝土中若添加鋼纖維，鋼纖維會在裂縫尖端處與裂縫面間形成牽引力，可以降低尖端應力場，有助於裂縫較不容易延伸，並且臨界應力強度因子KIC 值也會增大，導致試體需要較大的應力強度因子 KI 才會到達臨界應力強度因子KIC 使試體破壞。 Bernal [24]在鋼筋混凝土中添加鋼纖維，透過破裂韌性試驗方式，探討初裂縫尖端之應力強度因子，會因纖維含量不同而有所不同。Taylor [25]透過破裂韌性裂縫下方裝設CMOD 位移計，探討鋼纖維高強度混凝土受預裂縫縫加載力對開口位移之影響。

2.5 混凝土耐久性

台灣氣候環境高溫潮濕，空氣及水汙染嚴重，對結構物主結構材料有很大的影響，因此材料之耐久性能特別重要。ACI 201 規範將混凝土之耐久性定義為「抵抗風化作用、化學侵蝕、磨損及經過物理、化學作用長期劣化作用下抵抗毀損能力」。物理、化學作用劣化可以分成：鹽害、鹼‧骨材反應、化學侵蝕、中性化、凍害、磨損作用下之混凝土劣化。混凝土屬於多孔隙之複合材料，許多材料組成，本身有許多微小孔隙，混凝土運用於各種結構構造物、水工構造物，處於各種惡劣環境作用下，環境中的水、氣體及侵蝕性的化學物質，都會藉由混凝土表面之孔隙，緩慢的滲透到試體內部，產生物理、化學之劣化反應，使混凝土品質、強度受到劣化之影響。因此在耐久性之考量上，如何縮小試體縫隙，來阻斷有害物質侵入，是相當重要的因素之一。

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第三章材料與設備

3.1 力學試驗項目

本研究所使用的活性粉混凝土首先參考傳統的活性粉混凝土配比，將傳統活性粉混凝土(A 配比)中的 50%矽灰用水淬爐石粉(C 配比)取代，且將部分水泥使用水淬爐石粉取代(F 配比)，因未來使用在水工構造的 RPC 需要在工廠製造，因此將三種配比使用210℃高溫養護方式製作，並探討飽和含水下的活性粉混凝土的性質。首先探討靜動態之力學性質，研究試驗項目內容如下： 1. 使用 100 頓萬能材料試驗儀進行靜態抗壓強度試驗，採用應變速度 5×10-6/s 及使用圓柱試體 Φ50×100mm 進行單軸向靜態抗壓試驗，並在試體兩側裝上軸向伸長計，量測試體之軸向位移變化，繪出材料的應力-應變圖，並計算出楊氏模數E。 2. 進行抗彎破裂韌性試驗，參照規範 ASTM C 1609 及 ASTM E 399 試驗。使用 25 噸萬能材料試驗儀進行中心點抗彎試驗，採用矩形抗彎試體 40×40×160mm，並在試體下方預留 4mm 預裂縫，將 COMD 位移計架設在預裂縫上，利用中心點抗彎加載到試體破壞到極限強度，計算開口位移後的臨界應力強度因子(KIC)及應變能。 3. 直接剪力試驗，參考國外文獻[29]製作直接剪力試體，利用 100 頓萬能材料試驗儀進行單軸向直接剪力加載，加載速率為1mm/min，直到試體破壞，而極限破壞強度為試體直接剪力強度。 4. 動態力學試驗是利用霍普金森衝擊桿(SHPB)進行動態衝擊試驗，採用圓柱試體Φ50×25mm，量測材料在不同應變速率作用下之性質，在入射桿和透射桿上黏貼應變計，連接惠斯電橋(Wheastone bridge)、訊號放大器與數位高速示波器，在撞擊桿發射撞入入射桿後產生一維入射波，並在彈性波傳遞到試體及透射桿接觸面上，產生反射波及透射波，使用一維波傳理論，得到RPC 受衝擊時應力-應變曲線，求得衝擊時之活性粉混凝土抗壓強度、衝擊能量 J、楊氏彈性係數E、衝擊吸收能量

3.2 材料性質

活性粉混凝土(RPC)為水泥基複合材料，RPC 可由水泥砂漿(基材)添加鋼纖維(介質)所組成之鋼纖維活性粉混凝土，其試驗材料如下：

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1. 水泥：採用台灣水泥公司第 II 型卜特蘭水泥，如圖 3-1。有中度水化熱與中度抗硫酸鹽的特性，由於含有較少的 C3A，能使水化熱降低，且有抗硫特性及良好耐久性，密度為3.16 g/cm3，平均粒徑約為 15.8 μ m。 2 . 石英粉為玻璃磨成的石英粉料，粒徑約為 5-20μm，如圖 3-2。石英粉主要功能在熱處理期間可以激發其活性，幫助CH 產生 C-S-H 膠體。 3. 強塑劑採用恆美化工進口之日本竹本(Takemoto) 油脂製造之強塑劑，型號為

SSP104，主要成分為丙烯酸共聚物(acrylic graft copolymer)之陰離子型高分子介

面活性劑，符合ASTMTYPE-G 等級，如圖 3-3 所示。 4. 鋼纖維使用Dramix 公司生產之鋼纖維，長度為 12.0mm，直徑 0.18mm，長徑比 (aspect ratio)為 60，比重為 7.8，其表面經過鍍銅處理成金黃色以防腐蝕，鋼纖維可使脆性混凝土材料變成具韌性的材料，如圖3-4。 5. 石英砂採用志純實業股份有限公司生產之石英砂，使用型號為#4，如圖 3-5，平均粒徑約為105~420μm，密度為 2.62 g/cm3，SiO2 純度達 97％，硬度在 6~7 之間。 6. 矽灰採用佑聲企業股份有限公司之矽灰，為非壓密顆粒，形狀為圓球形，如圖 3-6，屬於高反應之卜作嵐材料，可填補水泥顆粒間的空隙，增加水泥漿或活性粉混凝土的水密性，比表面積約為20,000 m2/kg，粒徑約為 0.1~0.2μm，其物理及化學性質如表3-1 所示。 7. 水淬爐石粉水淬爐石粉為中聯公司生產之水淬爐石粉，如圖 3-7，符合 CNS 12549 規格，使用型號為#6000，其細度為 611m2/kg (平均粒徑為 7.02μm)。水淬爐石粉化學及物理性質表如表3-2。

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圖 3-1 II 型水泥圖 3-2 石英粉

圖 3-3 SSP104 強塑劑圖 3-4 鋼纖維

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圖 3-6 矽灰圖 3-7 水淬爐石粉表3-1 矽灰基本性質【興大內台電試研中心 2004】試驗項目單位試驗結果試驗方式二氧化矽(SiO2) % 95.01 ASTM C1240 燒失量 % 1.98 細度 m2/kg 20,000 與水泥混合7 天之活性指數 % 91.38 表3-2 水淬爐石粉物理與化學性質【中聯公司】檢驗項目檢驗結果物理試驗

比表面積(Fineness by Air Permeability test)m2_/kg ₆₁₁

#325 篩餘(Amount Retained on #325 Sieve ) (%) 1.3

比重(Density) 2.88

活性指數 (Activity Index)

7 天(7 days) (%) 112.6 28 天(28 days) (%) 126.6

墁料空氣含量(Air content of Mortar) 2.94

化學試驗

燒失量L.O.I(Loss on Ignition) (%) 0.38 二氧化矽SiO2(silicon DIoxide) (%) 33.26

三氧化二鋁Al2O3 (Aluminum oxide) (%) 14.56

三氧化二鐵Fe2O3 (Ferric oxide) (%) 0.33

氧化鈣CaO (Calcium oxide ) (%) 41.46 氧化鎂MgO(Magnesium oxide) (%) 6.73

三氧化硫SO3(Sulfur Trioxide) (%) 0.73 鹽基度(Basicity)[( Al2O3+CaO+MgO)/ SiO2] 1.89

(17)

3.3 試驗參數與試體製作

本研究參考本計畫第一年的爐石活性粉混凝土的配比(A 配比及 C 配比)及彭仁柏[30]配比，新增一組爐石活性粉混凝土的配比(F 配比)，將爐石添加量倍增及減少水泥用量，相關變數如表3-3。調整配比用水量及強塑劑用量，控制流度值200~250 mm，來保持良好的工作性及避免鋼纖維沉澱的情形發生，最後調整出爐石取代矽灰含量之配比，並透過210℃高溫養護方式的配比給予 H 編號，而添加鋼纖維0%、1%及 2%的給予數字標號 1 和 2，例如當 A 配比含有 0%鋼纖維並且使用 210℃高溫養護，則編號為 HA0，當 A 配比含有 1%鋼纖維並且使用 210℃高溫養護，則編號為 HA1，依此類推，三組活性粉混凝土配比參見表 3-4。各試驗試體尺寸如表3-5，每種配比至少製作三顆試體進行試驗。表3-3 爐石取代配比變數配比變數1 (爐石取代矽灰量) A(0%爐石 100%矽灰)、C(50%矽灰 50%爐石) 配比變數2 F(100%爐石 50%矽灰)，註：50%爐石量從水泥減少鋼纖維含量 0%、1%、2% 養護方式 90℃養護 5 天+210℃高溫養護 2 天齡期 10 天表3-4 活性粉混凝土配比表[kg/m3] 編號鋼纖維含量水膠比水水泥矽灰爐石粉石英粉石英砂強塑劑 HA0 0% 0.23 180 714 216 0 252 944 36 HA1 1% 0.23 180 714 216 0 252 918 36 HA2 2% 0.23 180 714 216 0 252 891 36 HC0 0% 0.23 180 714 108 108 252 944 36 HC1 1% 0.23 180 714 108 108 252 918 36 HC2 2% 0.23 180 714 108 108 252 891 36 HF0 0% 0.23 180 606 108 216 252 944 36 HF1 1% 0.23 180 606 108 216 252 918 36 HF2 2% 0.23 180 606 108 216 252 891 36

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表3-5 各試驗試體尺寸 (單位：mm) 試驗項目試體尺寸靜態抗壓試驗 Φ50×100 抗彎及破裂韌性試驗 40×40×160 (下方預留 4mm 預裂縫) 動態力學試驗 Φ50×25 高速水流磨耗試驗 20×25×5

3.4 拌合方式

使用三段速度之拌合機(圖 3-8)，拌合流程圖如圖 3-9，流程依序將石英砂、矽灰、水淬爐石粉、石英粉和水泥放入拌合桶內，避免使比重輕的粉料沉澱於桶底，以一速(120 rpm)乾拌，並利用湯匙攪拌未攪拌均勻部份。將水與強塑劑均勻混合，分三次加入拌合桶中，加入後分別拌合1 分鐘，最後一次加入(水+強塑劑)後，大約拌合 8 分鐘就會產生流度。若是無添加鋼纖維之基材，則產生流度後使用三速(360rpm)進行高速攪拌一分鐘；若是添加鋼纖維之活性粉混凝土，則分三次份量加入鋼纖維，每次加入鋼纖維後，使用一速(120 rpm)進行攪拌，第三次加入完成後，再進行三速(360rpm)進行高速攪拌一分鐘。圖3-8 拌合機

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依照材料配比準備材料 (水泥、矽灰、爐石、石英粉、石英砂) 依照順序將材料置入拌合桶中 (水泥、矽灰、爐石、石英粉、石英砂) 用低速(120rpm)乾拌二分鐘使用湯匙攪拌未攪拌均勻部份再用低速(120rpm)乾拌二分鐘使用湯匙攪拌未攪拌均勻部份將強塑劑和水均勻混合 (強塑劑+水) 分三次加入拌合桶中用一速(360rpm)攪拌一分鐘漿料分 3 層灌置試體模中依序每層搗實 25 下左右各以膠鎚搥 20 下 48 小時硬固後拆模拌合約8 分鐘產生流度將鋼纖維分三次加入拌合無鋼纖維有鋼纖維

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3.5 養護方式

試體在鋼模澆置完成之後，將試體蓋上濕布或者放入密封夾鏈袋中如圖 3-10，放置室溫 48 小時硬化後拆模，再將試體放入 90℃恆溫恆濕箱中熱養護 5 天如圖3-11，拿出後再放入 210℃高溫爐(圖 3-12)中養護 2 天後取出，最後取出後放置於室溫一天使試體降溫再進行試驗。圖3-10 灌置完成後利用夾鏈袋封住試體圖3-11 恆溫恆濕水槽 90℃熱水養護

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圖3-12 高溫烘箱 210℃高溫養護

3.6 試體研磨

試體高溫養護後，取出冷卻一天後在進行試驗前，必須保持受壓面呈現水平狀態，以避免加載應力集中現象。因此使用試體研磨機如圖3-13，將試體先行研磨處理，確保試體兩端之受載面保持水平狀態。圖3-13 試體研磨機

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3.7 試驗儀器與設備

3.7.1 MTS 萬能材料試驗機

本研究使用之 100 噸 MTS 材料試驗機，為美國 MTS 公司所生產製造，為自動循環封閉迴路伺服油壓控制系統，由可供應油量200gpm 的油壓機、驅動軸、 100 噸荷重計(load cell)及可利用電腦或手動調整命令之主控制箱所組成，如圖 3-14 所示。實驗進行加載方式可採用荷重控制 (load control) 、位移控制 (displacement control)或應變控制(strain control)任一種方式進行實驗。試驗進行中，荷重計、LVDT 及開口位移計，分別將訊號傳回主控制箱，並且 MTS 主控制箱會進行偵測試驗進行狀況與設定狀況是否一致，若不一致會同時進行補償。 MTS 萬能材料試驗機對圓柱試體進行抗壓試驗，在 Φ50×100mm 圓柱抗壓試體裝設 50mm 軸向伸長計(extensormeter)，橫向裝設應變環，紀錄試體受加載到破壞軸向位移情形，及橫向、側向加載時變形關係，可畫出完整應力-應變曲線圖形，可計算求得彈性模數 E 值、柏松比ν值。靜態破裂韌性試驗則使用 25 頓MTS 萬能材料試驗儀，如圖 3-15 所示。圖3-14 100MTS 萬能材料試驗機、控制器及電腦分析系統

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圖3-15 25 噸 MTS 萬能材料試驗機

3.7.2. 伸長計

軸向伸長計是利用惠士頓電橋原裡，其電路如圖 3-16 所示，一根金屬導線的阻抗與長度成正比，但與截面積成反比，當此導線受到外力拉伸或壓縮時，其阻抗會因此而改變，但改變的數值太小無法直接應用，所以將導線拉長並彎曲，其阻抗約為300Ω。試體上裝設軸向和橫向伸長計之方式，如圖 3-17 所示。

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圖3-17 試體裝設軸向伸長計

3.7.3 分離式霍普金森桿法試驗機(SHPB)

分離式霍普金森桿法試驗裝置如圖 3-18 所示，設備全長 10m，主要由控制器、資料擷取系統、動力供給系統、測速系統、撞擊桿、入射桿、透射桿及緩衝系統等部份所組成。啟動器壓控制系統是用來控制鋼瓶填充氣體及發射撞擊桿之用途，動力系統是利用空壓機及高壓鋼瓶組成。入射桿與透射桿黏貼應變計後，連接惠斯電橋、訊號放大器與數位式高速示波器，量測兩端受撞擊後之彈性應變量，以計算入射桿與透射桿所夾持試體之應變歷程，緩衝系統則由最末端耗能設備，用以吸收撞擊後之能量，避免各桿彈回撞及影響資料之擷取。

3.7.4 應變片(strain gage)

應變片原理是利用金屬導線電阻值的改變，進而量測應變值，本研究使用 KYOWA 生產之應變片，型號為 KFG-5-120-C1-11，應變片長度 5mm，電阻值 119.8±0.2 歐姆(Ω)，將應變片黏貼於霍普金森壓桿試驗機之入射桿與透射桿之彈性桿上如圖3-19 所示，配合高速數位示波器擷取數據資料。

3.7.5 數位式示波器

採用 Agilent 科技公司之 54620A 示波器，所記錄霍普金森壓桿試驗機之試體受撞擊瞬間彈性桿之應變、荷載、位移及時間等數據，而數據擷取量可達200MHZ 的訊號，示波器如圖3-20 所示。

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圖3-18 分離式霍普金森壓桿試驗機

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第四章爐石活性粉混凝土靜態力學性能

活性粉混凝土進行靜態力學試驗，包括壓縮試驗、彎曲試驗、破裂韌性試驗及直接剪力試驗。本養護方式為試體在鋼模澆置完成之後，將試體蓋上濕布或者放入密封夾鏈袋中，放置室溫48 小時硬化後拆模，再將試體放入 90℃恆溫恆濕箱中熱養護5 天，拿出後再放入 210℃高溫爐中養護 2 天後取出，最後取出後放置於室溫一天使試體降溫再進行試驗。試體在高溫養護後，取出冷卻一天，為氣乾狀態(AD 狀態)；若試體在進行實驗前一天先放置於水中進行飽和吸水(SSD 狀態)，在實驗前拿出擦拭乾淨後在進行試驗，探討爐石取代矽灰添加量對活性粉混凝土的靜態抗壓強度的影響(C 配比)以及減少水泥用量增加爐石添加量對活性粉混凝土的靜態抗壓強度的影響(F 配比)，以及在三種不同配比(A 配比、C 配比、 F 配比)下的飽和含水狀態之靜態抗壓強度、楊氏彈性模數 E、靜態加載之應力-應變曲線圖和應變能。

4.1 試驗方法

4.1.1 MTS 抗壓試驗方式

本研究參考 ASTM C 39 和 CNS 1232 混凝土抗壓試驗規範，使用 100 頓 MTS 萬能材料試驗機進行實驗，來探討活性粉混凝土之抗壓強度、楊氏彈性模數E、柏松比v、靜態加載之應力-應變曲線圖和應變能。使用試體為 Φ50×100mm 圓柱試體，用位移控制方式進行加載，位移速率為0.03mm/min(應變率 5×10-6/s)，進行單軸抗壓試驗加載直到試體破壞。在進行抗壓試驗之前，必須先將試體表面磨平，使用圖 3-13 研磨機將圓柱試體表面磨到水平狀態，以防止進行抗壓試驗之應力集中現象產生。每組配比使用三顆試體進行試驗，取其平均值。在加載進行過程中，在試體兩側加上軸向伸長計如圖 3-17，來量測試體之軸向變形量。將收集到的數據轉算計算成應力 (MPa)，畫出抗壓之應力-應變圖，計算抗壓之應變能、楊氏模數 E。楊氏彈性模數E 是參考 ASTM C469 求得 ₅ 4 . 0 10 5 ' 10 5 4 . 0 ' 5 − × × − − = − c f c f E ε σ (4-1) 其中 f 為極限抗壓強度，c' ₀_.₄ ' c f ε 為 0.4 ' c f 所對應的軸向應變，σ₅_×₁₀−5為軸向應變 5 ×10-5所對應的應力。

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4.1.2 破裂韌性試驗

為獲得臨界應力強度因子KIC，俗稱破裂韌性(Toughness)，參考 ASTM E 399 線彈性材料破裂韌性試驗方法，圖4-1 為試體安裝示意圖。製作長方形 4×4×16 cm 試體，在試體中點下方預留 4mm 預裂縫，並且裝設 CMOD 開口位移計(圖 4-2) 使用25 噸 MTS 材料試驗機(圖 3-15)，利用中心點抗彎試驗進行破裂韌性彎曲試驗，以位移加載控制方式進行加載，加載速率為0.02 mm/min，量測中心點最大載重(P)和試體裂縫開口的位移。將試體中心點載重(P)和試體裂縫開口位移，並代入下列公式計算臨界應力強度因子KIC。 b IC f bd S P K = max₃_/₂ (4-2) 其中 S 為跨距，b、d 分別為試體的寬度和深度且 d=h-4mm， f 為幾何形狀修正_b 係數： ₃_/₂ 2 2 / 1 ) 1 )( 2 1 ( 2 )] 7 . 2 93 . 3 15 . 2 )( 1 ( 99 . 1 [ 3 α α α α α α α − + + − − − = b f (4-3) 且α 為預留裂縫(4mm)與試體高度 h 的比。圖4-1 破裂韌性試體及抗彎示意圖

(28)

圖4-2 破裂韌性彎曲試驗

4.1.3 直接剪力試驗

探討爐石活性粉混凝土受直接剪力之破壞情形，首先參考文獻[29]，製作直接剪力試體(圖 4-3、圖 4-4),，直接剪力試體長 100 mm、寬 50 mm，厚度為 30 mm。利用MTS 萬能材料試驗機進行直接剪力試驗，以位移方式進行加載，加載速率為1 mm/min，將直接剪力試體放置於試驗機加載夾具中進行加載如圖 4-5，試體受剪力破壞時，會沿著試體設計之預定中心線剪力弱面破壞。直接剪力試體之中心線剪力弱面面積為50×30 mm，利用最大加載之荷重力(P)和試體預設剪力弱面面積(A)計算出直接剪應力。圖4-3 剪力試驗試體

(29)

圖4-4 直接剪力試體尺寸(單位：mm)

(30)

4.2 結果與討論

4.2.1 靜態抗壓強度

表4-1 和表 4-2 是 AD(氣乾)狀態與 SSD(飽和水)狀態之抗壓強度，結果顯示含水之試體(SSD 狀態)下的強度都有明顯的下降，以含鋼纖維 1%的活性粉混凝土為例，配比 HA 在 AD 狀態的強度試 163.2MPa，在 SSD 狀態的強度是 146.4MPa，含水的強度比空氣中的強度約低 10%；另外，配比 HC 則約降低 9%，配比HF 則降低 17%。顯示，使用活性粉混凝土在水工防洪構造時，設計強度必須降低1 成(10%)至 2 成(20%)的強度，乾濕狀態的強度比較顯示在圖 4-6~圖 4-8。表4-3 為第一年度計畫之抗壓強度，與本計畫中的高溫養護方式相互比較，由表4-1 和 4-3 得知，A2 在 10、28 天齡期和 HA2 的強度相似，而 C2 在 28 天齡期強度和HC2 的強度相似，可得知使用高溫養護所養護之含有 2%鋼纖維試體可提早達到 28 天強度，配比 A 則是使用高溫養護後，都可以達到 28 天強度，可以認定為使用高溫養護，則可提早讓矽灰產生作用提高強度。表4-1 AD 狀態之靜態抗壓強度(MPa) 鋼纖維含量 0% 1% 2% HA 162.7 163.2 172.9 HC 151.7 153.3 165.1 HF 144.7 167.3 168.5 表4-2 SSD 狀態之靜態抗壓強度(MPa) 鋼纖維含量 0% 1% 2% HA 120.4 146.4 140.1 HC 133.4 140.0 136.7 HF 122.5 138.8 149.9 表4-3 不同爐石和纖維添加量之齡期 10 天與 28 天抗壓強度[1] 配比鋼纖維含量齡期10 天抗壓強度(MPa) 齡期28 天抗壓強度(MPa) A 0% 151.4 160.1 1% 170.1 163.5

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2% 172.6 174.9 B 0% 143.4 150.4 1% 161.7 165.5 2% 172.0 174.4 C 0% 130.3 131.7 1% 139.3 138.3 2% 155.7 164.2 D 0% 116.2 116.1 1% 125.7 131.8 2% 133.4 141.3 E 0% 104.0 118.1 1% 113.2 120.0 2% 119.2 123.8

Fiber volume fraction (%)

0 1 2 3

Comp

ressive strength (MPa)

0 50 100 150 200 250 HA-Dry HA-Wet 圖4-6 HA 配比之乾溼抗壓強度

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Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 Co mp re s s iv e st rengt h (MPa) 0 50 100 150 200 250 HC-Dry HC-Wet 圖4-7 HC 配比之乾溼抗壓強度

0 1 2 3 C o mpr e ssive s trength (MPa) 0 50 100 150 200 250 HF-Dry HF-Wet 圖4-8 HF 配比之乾溼抗壓強度

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4.2.2 靜態彈性模數

探討活性粉混凝土在不同配比下的彈性模數 E，根據 ASTM C469 規範之計算方式為：將應力-應變圖上之 40%抗壓強度及應變和在 5×10-5所對應到的應力如公式(4-1)。試驗計算結果如表 4-4、4-5 所示，AD 狀態下和 SSD 狀態下的彈性模數，只有在基材部份有明顯的下降，在1%、2%鋼纖維的部份並沒有明顯的增長減幅。但是可以看到當基材添加 1%鋼纖維後 HC 和 HF 配比彈性模數有增長，但鋼纖維含量到達2%後，彈性模數卻又開始掉落。如圖 4-9 到 4-11 所示。因此，水工防洪構造在乾濕狀態的楊氏彈性模數E 約降低 8%以下，在結構設計時要注意。表4-6 為第一年計畫之靜態彈性模數 E，由表 4-4 到 4-6 比較得知，使用高溫養護方式會讓彈性模數E 下降，AD 狀態在配比 C 降低約為 6%，SSD 狀態在配比C 降低約為 9%。表4-4 AD 狀態之彈性模數(GPa) 彈性模數 E 0% 1% 2% HA 34.9 31.5 32.7 HC 40.3 40.2 40.9 HF 39.1 40.6 40.8 表4-5 SSD 狀態之彈性模數(GPa) 彈性模數 E 0% 1% 2% HA 32.8 31.1 32.7 HC 37.0 41.2 39.5 HF 37.6 41.2 39.3 表4-6 爐石活性粉混凝土靜態彈性模數 E(GPa) 纖維含量 0 % 1 % 2 % C 42.44 42.67 43.50 HC 41.97 43.33 43.23 HA 42.35 42.95 43.22

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Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 M odul us o f el ast icit y (GPa ) 30 32 34 36 38 40 HA-Dry HA-Wet 圖4-9 HA 配比之乾溼彈性模數圖

0 1 2 3 M o dul us of e lasti ci ty (GP a ) 36 38 40 42 44 46 HC-Dry HC-Wet 圖4-10 HC 配比之乾溼彈性模數圖

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Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 M o d u lu s of el as tici ty (G Pa ) 36 38 40 42 44 46 HF-Dry HF-Wet 圖4-11 HF 配比之乾溼彈性模數圖

4.2.3 靜態應力-應變曲線

本實驗使用100 頓 MTS 萬能材料試驗機，以應變速率 5×10-6/s 進行抗壓試驗，在試體兩側裝設軸向伸長計，量測試體軸向加載力和軸向位移變化，畫出應力-應變曲線圖。探討透過高溫養護，各配比在添加鋼纖維後之應力-應變曲線，以及在AD、SSD 狀態下之 HA、HC、HF 的影響性。圖4-12 和圖 4-13 為配比 A 的 AD 及 SSD 狀態下之應力-應變圖，由圖可以看出添加鋼纖維後，雖然強度沒有明顯的增加，但應變卻隨著鋼纖維的含量增加而增加，而SSD 狀態下也是如此。但是，AD 和 SSD 的彈性模數差異並不大，在 SSD 狀態下約下降 8%，而在 AD 和 SSD 的極限強度上，其極限強度約下降 18.6%。圖 4-14 和圖 4-15 為配比 C 的 AD 及 SSD 狀態下之應力-應變圖，在應力-應變圖上所顯示的結果與配比 A 相似，彈性模數 E 值更是接近，但其極限強度下降約為12.6%，在爐石粉取代矽灰量為 50%時，強度下降沒有配比 A 的明顯，初步認為矽灰雖然在高溫養護下，提早把強度帶出，但在養護7 天後放入普通水

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Strain 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 0.012 0.014 S tress(MP a) 0 50 100 150 200 HA0 HA1 HA2 圖4-12 AD 狀態下之配比 A 應力-應變曲線 Strain 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 0.012 0.014 Stre s s (M Pa ) 0 50 100 150 200 HA1 HA0 HA2 圖4-13 SSD 狀態下之配比 A 應力-應變曲線

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Strain 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 0.012 0.014 St ress(M P a) 0 50 100 150 200 HC0 HC1 HC2 圖4-14 AD 狀態下之配比 C 應力-應變曲線 Strain 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 0.012 0.014 Stres s (MP a ) 0 50 100 150 200 HC2 HC0 HC1 圖4-15 SSD 狀態下之配比 C 應力-應變曲線圖4-16 和圖 4-17 為配比 F 的 AD 及 SSD 狀態下之應力-應變圖，其極限強

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狀態下卻高出配比A 有 2MPa 的極限強度，可以看出矽灰在 SSD 狀態下(常溫水) 之靜態抗壓強度無法發揮出太大作用。 Strain 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 0.012 0.014 S tress(MPa) 0 50 100 150 200 HF0 HF1 HF2 圖4-16 AD 狀態下之配比 F 應力-應變曲線 Strain 0.000 0.002 0.004 0.006 0.008 0.010 0.012 0.014 S tress(MP a ) 0 50 100 150 200 HF2 HF1 HF0 圖4-17 SSD 狀態下之配比 F 應力-應變曲線

(39)

4.2.4 靜態應變能

將應力-應變圖中，曲線所包圍的面積表示為試體抗壓到此應變時所吸收的能量，此為材料之應變能。本研究之應變能為材料達到極限強度時與應變所包含之面積。探討各配比在 AD、SSD 狀態下之試體吸收之能量，比較在 SSD 狀態下之吸收能量是否會將低，這對使用在水工構造物非常重要。表 4-7 和表 4-8 為各配比在 AD 和 SSD 狀態下之應變能，由表中可以看到 AD 狀態下的應變能都高於 SSD 狀態下；且 A0 在 SSD 狀態下之應變能為最低，但是在添加鋼纖維之後會有良好的改善，如圖4-18 所示。而配比 C 在鋼纖維 0% 時應變能下降最小，為三個配比中在鋼纖維0%時有最好的應變能，但其 SSD 狀態下卻隨著鋼纖維增加吸收能量逐漸下降，而且其應變能大都低於配比A，如圖 4-19 所示。配比 F 在 AD 和 SSD 狀態下的下降最為平均，如圖 4-20 所示，莫約為0.08 kN-mm，在 AD 狀態下的應變能為最低的，但隨著鋼纖維的增加應變能也有所增加，當 SSD 狀態下在鋼纖維 2%時有高於配比 A 的應變能。初步認為矽灰在飽和含水(常溫水)下影響應變能最高。表4-7 AD 狀態之應變能(kN-mm) 應變能 0% 1% 2% HA 0.410 0.378 0.484 HC 0.338 0.326 0.374 HF 0.268 0.358 0.402 表4-8 SSD 狀態之應變能(kN-mm) 應變能 0% 1% 2% HA 0.160 0.337 0.324 HC 0.310 0.266 0.258 HF 0.207 0.251 0.346

(40)

Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 Are a (k N -mm) 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 HA-Dry HA-Wet 圖4-18 HA 配比之乾溼狀態的應變能圖

0 1 2 3 Are a (kN -mm) 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 HC-Dry HC-Wet 圖4-19 HC 配比之乾溼狀態的應變能圖

(41)

Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 A re a (kN-mm ) 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 HC-Dry HC-Wet 圖4-20 HF 配比之乾溼狀態的應變能圖

4.2.5 預裂縫彎曲強度

從表4-9 可以看出三種不同配比之活粉混凝土的預裂縫彎曲強度隨著鋼纖維含量增加，強度也明顯的上升。從表4-9 看出當三種不同配比在不含鋼纖維時，它們的預裂縫彎曲強度都處於一個相同較低的範圍內，而當鋼纖維添加1%之後強度有明顯的提昇，預裂縫彎曲強度分別提升 266.9%、372.4%、257.5%，而當鋼纖維含量從 1%提昇到 2%時，預裂縫彎曲強度分別提升 135.9%、152.9%、 182.1%。可以看出用C 配比在鋼纖維增加 1%時得到大幅成長的預裂縫彎曲強度，而用F 配比時在鋼纖維 1%時沒有相對於 A 配比時的明顯的上升趨勢，但是在鋼纖維增加為2%時，卻有明顯上的上升。表4-9 不同鋼纖維含量之預裂縫彎曲強度預裂縫彎曲強度 (N/mm2) 0% 1% 2% HA 16.83 44.08 59.92

(42)

HF 17.49 45.03 82.02 比較表 4-9 和表 4-10 之第一年計畫添加不同纖維之預裂縫彎曲強度，在高溫養護處理後的基材，在有預裂縫產生的時候會變的比較脆而容易產生破壞。但是添加鋼纖維之後的預裂縫彎曲強度卻有較高提升幅度，F 配比的活性粉混凝土也是一樣，高溫養護後的基材也是預裂縫彎曲強度較低，而添加鋼纖維之後的預裂縫彎曲強度提昇幅度也是相當高，在圖4-21 可以看到 F 配比在鋼纖維添加量 2%時達到的預裂縫彎曲強度跟 C 配比相差無幾。表4-10 預裂縫彎曲強度(第一年計劃成果) 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

0 1 2 3 Fl ex ura l str eng th (MPa) 10 20 30 40 50 60 70 80 90 HA HC HF 圖4-21 不同纖維含量之預裂縫抗彎強度

(43)

4.2.6 預裂縫彎曲應變能

預裂縫彎曲應變能為架設在試體下方之 CMOD 位移計所讀取的數據與載重所畫出的載重-CMOD 位移圖，計算其達到極限強度與軸向位移所包含之曲線面積。表4-11 為本研究的預裂縫彎曲應變能，可以看到配比 C 在鋼纖維 0%時，有較高的應變能，而添加鋼纖維1%之後，本來韌性較低的 HA 有較高的提昇，而鋼纖維添加量達到2%後卻是 HF 有較高的應變能，由圖 4-22 可以看出各配比間在鋼纖維添加後的成長。表4-11 不同鋼纖維含量之預裂縫彎曲應變能預裂縫彎曲應變能 (kN-mm) 0% 1% 2% HA 0.029 1.195 1.720 HC 0.097 0.818 2.846 HF 0.025 0.730 2.968

0 1 2 3 Area(k N-m m ) 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 HA HC HF 圖4-22 不同纖維含量之預裂縫彎曲應變能

(44)

過後的應變能成長幅度會隨著鋼纖維的增加而增加，C 的成長幅度為 964%、 127%，HC 的成長幅度 843%、348%，而配比 F 也在鋼纖維 1%增加為 2%時有 407%的成長幅度。表4-12 不同纖維之預裂縫彎曲應變能預裂縫彎曲應變能 (kN-mm) 0 % 1 % 2 % C 0.172 1.658 2.111 HC 0.250 1.984 4.995 HA 0.025 1.611 4.449

4.2.7 臨界應力強度因子

抗彎試體的預裂縫尖端會有很大之應力場，而應力強度因子 KI作為裂縫尖端應力大小之指標。而當材料受到應力時，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預裂縫尖端的應力場，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。臨界應力強度因子(KIC)是將載重到達抗彎強度臨界點時，由公式(4-2)計算的。將抗彎試體在底下預留 4mm 寬的裂縫縫，並在下方架設COMD 位移計紀錄抗彎試體在受到載重到破壞的裂縫位移量，利用ASTM E399 線彈性材料破裂韌性規範公式。表4-13 和圖 4-23 所表示的為不同鋼纖維含量之臨界應力強度因子(KIC)，當鋼纖維含量為 1%和 2%時，其上升幅度都跟彎曲強度相似，所以在三個配比添加鋼纖維後都有因為鋼纖維的關係而提高臨界應力強度因子(KIC)。表4-13 不同鋼纖維含量之臨界應力強度因子(KIC) 臨界應力強度因子(MPa m) 0% 1% 2% HA 0.70 1.84 2.51 HC 0.59 2.21 3.44 HF 0.73 1.88 3.43

(45)

Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 (K IC ) 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 HA HC HF 圖4-23 不同鋼纖維含量之臨界應力強度因子(KIC) 表4-14 則是不同鋼纖維含量之臨界應力強度因子(破壞韌性)，沒有鋼纖維之 RPC 的破壞韌性約 0.6~0.7 MPa m，為一般普通混凝土的 2~3 倍，當 RPC 添加鋼纖維時之破壞韌性則增幅至少 2 倍以上，因此要增加水工防洪構的耐衝擊性，活性粉混凝土應適當添加鋼纖維。將表 4-14 與第一年計畫結果(表 4-13)比較，使用高溫養護後的試體，在鋼纖維含量為0%的基材時，都有低於普通熱水養護的試體的臨界應力強度因子(KIC)，但在添加鋼纖維後的臨界應力強度因子 (KIC)都相對較高。表4-14 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 三種配比的抗彎破壞情形，參見圖4-24~圖 4-32，很明顯看出，添加爐石活性混凝土添加鋼纖維具有延展性，因此 RPC 使用在水工構造物時，應添加鋼纖維以確保水工構造物具有耐衝擊的能力。

(46)

圖4-24 HA0 預裂縫抗彎試體破裂情形

圖4-25 HA1 預裂縫抗彎試體破裂情形

(47)

圖4-27 HC0 預裂縫抗彎試體破裂情形

圖4-28 HC1 預裂縫抗彎試體破裂情形

(48)

圖4-30 HF0 預裂縫抗彎試體破裂情形

圖4-31 HF1 預裂縫抗彎試體破裂情形

(49)

4.2.8 直接剪力強度

在耐震設計時，剪力強度是一個很重要的參數，尤其在 AD 狀態和 SSD 狀態下的活性粉混凝土的直接剪力行為也要留意。從表4-15 和表 4-16 裡可以看到因為鋼纖維含量的增加而使得直接剪力強度得到提升，當添加鋼纖維後的試體因為鋼纖維在裡面產生拉拔、剪切作用，而使得當載重達到基材要破壞的強度時，卻因為鋼纖維產生拉拔、剪力作用而無法破壞，需再繼續增加載重才能使試體開始破壞。表4-15 飽和含水狀態(SSD)不同鋼纖維含量之直接剪力強度直接剪力強度(MPa) 0% 1% 2% HA 12.2 26.11 33.52 HC 13.33 26.56 38.76 HF 15.38 31.17 36.06 表4-16 氣乾狀態(AD)不同鋼纖維含量之直接剪力強度直接剪力強度(MPa) 0% 1% 2% HA 14.11 31.78 43.57 HC 16.94 33.86 38.35 HF 17.35 37.77 44.89 從表 4-15 飽和含水的活性粉混凝土直接剪力強度因為鋼纖維的增加而使得三種配比的直接剪力強度大幅度提升，鋼纖維 1%時分別為 212.0%、199.2%、 202.7%，當鋼纖維達到 2%時分別為 128.4%、145.9%、115.7%，可以看到基材在添加鋼纖維 1%後有大幅度提昇，但在添加鋼纖維為 2%時卻小幅度提升，所以得知當基材在添加鋼纖維後，藉由鋼纖維間的拉拔、剪切作用而使得強度提升，但是當鋼纖維含量增加時卻沒有呈現線性成長，因為過多的鋼纖維會在試體中產生團聚現象而使得鋼纖維無法有效的發揮拉拔、剪切作用。從表 4-15 和表 4-16 可以看到飽和含水試體下的直接剪力強度都普遍低於 AD 狀態下的試體，平均強度下降為20%，但是只有在 HC2 這個配比下是相同強度。但是在飽和含水和 AD 狀態的活混粉混凝土在添加鋼纖維後所提升的直接剪力強度幅度卻是相似的，由圖4-33 和圖 4-34 可以看出。如圖4-33~圖 4-35，比較 AD 狀態和 SSD 狀態的 RPC 直接剪力強度，飽和含水試體的直接剪力強度都普遍低於AD 狀態的試體，平均強度約下降為 20%，

(50)

Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 Shea r str eng th (Mpa ) 0 10 20 30 40 50 HA-Dry HA-Wet 圖4-33 HA 配比之乾溼狀態直接剪力強度

0 1 2 3 Sh ear strength (M pa) 0 10 20 30 40 50 HC-Dry HC-Wet 圖4-34 HC 配比之乾溼狀態直接剪力強度

(51)

Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 Shear st rength (Mp a ) 0 10 20 30 40 50 HF-Dry HF-Wet 圖4-35 HF 配比之乾溼狀態直接剪力強度

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第五章爐石活性粉混凝土動態力學性能

探討爐石活性粉混凝土之動態衝擊力學性能，將三種不同配比(A 配比、C 配比、F 配比)，利用霍普金森壓桿(SHPB)進行動態衝擊力學試驗，主要探討試體受高應變率 102~103/s 下之力學性質，並將應變率範圍內分成 3 組動態應變速率進行衝擊試驗，對獲得試體受動態衝擊之性質。

5.1 動態衝擊力學性質

由於混凝土本身之破壞是由裂縫的產生與發展所導致，在裂縫成長過程，是需要能量才會開始有新裂縫，在試體受高應變率作用下，衝擊速度較高，作用時間較短時，由於材料本身沒有足夠之時間來吸收衝擊之能量，試體本身會產生較多裂縫來抵抗破壞試體之能量，也因此材料破壞之抵抗抗壓強度，會隨著應變率增高而增高。本研究利用霍普金森桿(SHPB)進行動態衝擊力學試驗，霍普金森桿(SHPB)撞擊桿受動力系統之鋼瓶填充氣體壓力，作為發射撞擊桿動能，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。將活性粉混凝土透過霍普金森壓桿(SHPB)試驗機進行動態衝擊試驗，透過高應變速率進行試體之衝擊變形探討。表5-1 是發射壓力 3kg，應變率 199~465/s 的試驗結果，在配比 HA0 (0%纖維)的加載應變速率是 223.33/sec，得到破壞之抗壓強度是 142.74MPa，此時試體對應的應變為 0.0285，而含鋼纖維(1%和 2%)的 RPC 雖然施加的應變率達到 199~465/s，但是試體卻是未破壞，因此無法比較。若比較應變率與強度關係，應變率越高的動態抗壓強度也跟著越高。圖5-1~圖 5-3 是應變率 199~465/s 動態的應力-應變關係，除了圖 5-1 不明顯外，含鋼纖維的應變能增幅很大，具有耐衝擊能力，因此可以使用在水工構造物上。表5-1 應變率 199~465/s 動態衝擊試驗結果動態抗壓強度(MPa) 衝擊動能(J) 應變率(1/s) 峰值應變 HA0 142.74 -14.70 223.33 0.0285 HA1＊ 209.38 -126.70 203.57 0.0171 HA2＊ 226.74 -155.82 206.98 0.0213 HC0 141.87 -14.36 199.04 0.0063 HC1＊ 184.49 -179.12 217.58 0.0132 HC2＊ 195.45 -435.68 442.55 0.0267

(53)

HF0 165.71 -35.90 233.17 0.0171 HF1＊ 196.47 -546.66 465.89 0.0390 HF2＊ 205.74 -535.55 436.10 0.0366 註：＊表示試體未產生破壞 strain 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 St ress(MP a) 0 50 100 150 200 250 HA0 (已破壞 ) HA1 (未破壞 ) HA2 (未破壞 ) 圖5-1 HA 在應變率 199~465/s 的應力應變圖

(54)

strain 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 S tress(MPa ) 0 50 100 150 200 250 HC0 (已破壞 ) HC1 (未破壞 ) HC2 (未破壞 ) 圖5-2 HC 在應變率 199~465/s 的應力應變圖 strain 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 S tress( MP a) 0 50 100 150 200 250 HF0 (已破壞 ) HF1 (未破壞 ) HF2 (未破壞 ) 圖5-3 HF 在應變率 199~465/s 的應力應變圖

(55)

表 5-2 為發射壓力 5kg，應變率 304~581/s 的試驗結果，各配比在更高的應變率下所得到的動態抗壓強度也相對的較高，而 HA2 在應變率 581.78/sec 時所得到動態抗壓強度高達了 255.5MPa。表中也顯示了其應變率提高後其衝擊動能也有提高，而在含有鋼纖維(1%、2%)的衝擊動能更是比基材(0%)的衝擊動能更是高出許多，圖5-4~圖 5-6 為應變率 304~581/s 的動態應力-應變圖，圖中顯示了各配比在添加鋼纖維之後，動態抗壓強度提昇之外也使得彈性模數提高，除了圖 5-6 在添加鋼纖維 1%有下降外。表5-2 應變率 304~581/s 動態衝擊試驗結果動態抗壓強度(MPa) 衝擊動能(J) 應變率(1/s) 峰值應變 HA0 193.09 -95.14 338.77 0.0181 HA1 220.60 -428.47 548.38 0.0072 HA2 255.50 -573.38 581.78 0.0081 HC0 174.59 -91.86 304.29 0.0176 HC1 199.03 -460.01 495.45 0.0255 HC2 254.00 -540.37 488.75 0.0114 HF0 177.77 -105.47 389.26 0.0096 HF1 208.70 -462.47 519.43 0.0158 HF2 247.17 -536.02 539.25 0.0120 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 Stress(MPa) 0 50 100 150 200 250 300 HA0 HA1 HA2

(56)

strain 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 St ress(M Pa) 0 50 100 150 200 250 300 HC0 HC1 HC2 圖5-5 HC 在應變率 304~581/s 的應力應變圖 strain 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 Stress(MP a ) 0 50 100 150 200 250 300 HF0 HF1 HF2 圖5-6 HF 在應變率 304~581/s 的應力應變圖

(57)

5.2 衝擊彈性模數 E

動態彈性模數係依照ASTMC469 規範求出，本實驗利用衝擊應力 3kg(應變率199~465/s)及 5kg(應變率 304~581/s)，畫出其應力-應變圖，並求出動態彈性模數E 值，如表 5-3 所示，在應變率 199~465/s 時之動態彈性模數 E 值，普遍低於應變率304~581/s 動態彈性模數 E 值，由圖 5-7 可以看出，可能為試體在經過加載後並未產生破壞，所以暫時無法分析，需要增加應變率使是體產生破壞後才能比較結果。表5-3 動態衝擊應變率與彈性模數 E 衝擊動能(J) 應變率(1/s) 動態彈性模數E (Gpa) HA0 -14.7 223.33 5.66 HA0 -95.14 338.77 20.52 HA1＊ -126.7 203.57 27.45 HA1 -428.47 548.38 70.81 HA2＊ -155.82 206.98 23.61 HA2 -573.38 581.78 65.46 HC0 -14.36 199.04 30.34 HC0 -91.86 304.29 27.88 HC1＊ -179.12 217.58 37.85 HC1 -460.01 495.45 27.3 HC2＊ -435.68 442.55 23.89 HC2 -540.37 488.75 52.17 HF0 -35.9 233.17 14.32 HF0 -105.47 389.26 32.81 HF1＊ -546.66 465.89 15.55 HF1 -462.47 519.43 22.12 HF2＊ -535.55 436.1 11.61 HF2 -536.02 539.25 55.58 註：＊表示試體未產生破壞

(58)

Fiber volume fraction (%) 0 1 2 3 Mo dulus of elasticit y (GPa) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 HA-3 HA-5 HC-3 HC-5 HF-3 HF-5 圖5-7 不同鋼纖維含量之動態彈性模數

5.3 衝擊應變吸收能

衝擊應變吸收能為試體在抵抗壓力下所吸收能量和抵抗變形能力，在添加鋼纖維之後會增加其裂紋間的拉拔和剪力作用，可提高材料之應變能，表5-4 為本研究中使用衝擊應力3kg(應變率 199~465/s)及 5kg(應變率 304~581/s)所得到之結果，可以看到在應變率 199~465/s 時，試體的吸收能約為 2~4 J/cm3間，但有些試體並未破壞，所以將應變率提高到304~581/s 時，其試體吸收能則為 4~8 J/cm3 間，從圖5-9~5-11 可看到在不同鋼纖維含量下的試體破壞情形。圖 5-8 顯示了在配比 F 在含有鋼纖維(1%、2%)時有較高的吸收能，隨著應變率的提高，配比F 也有較高的吸收能，但跟其他配比在 2%鋼纖維時的吸收能相似，當應變率越高時，試體的吸收能將達到極限而接近平緩。表5-4 動態衝擊應變率與試體吸收能衝擊動能(J) 應變率(1/s) 試體吸收能(J/cm3) HA0 -14.7 223.33 2.03 HA0 -95.14 338.77 4.29

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HA1＊ -126.7 203.57 2.71 HA1 -428.47 548.38 7.45 HA2＊ -155.82 206.98 3.15 HA2 -573.38 581.78 7.63 HC0 -14.36 199.04 3.37 HC0 -91.86 304.29 4.31 HC1＊ -179.12 217.58 1.32 HC1 -460.01 495.45 5.41 HC2＊ -435.68 442.55 4.28 HC2 -540.37 488.75 7.95 HF0 -35.9 233.17 1.77 HF0 -105.47 389.26 4.62 HF1＊ -546.66 465.89 5.46 HF1 -462.47 519.43 7.86 HF2＊ -535.55 436.1 5.12 HF2 -536.02 539.25 8.12 註：＊表示試體未產生破壞

0 1 2 3 Modulus of elast icit y (GPa) 0 2 4 6 8 10 HA-3 HA-5 HC-3 HC-5 HF-3 HF-5

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圖5-9 鋼纖維 0%時之破壞情形

圖5-10 鋼纖維 1%時之破壞情形

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第六章爐石活性粉混凝土含沙水流磨耗

6.1 磨耗設計理念

多年來研究混凝土水中耐磨性之試驗方法，大多都以 ASTM C1138 水中磨耗試驗法為主。然而此試驗方法主要是在探討混擬土在水中受到砂、石及其他固體顆粒的磨損作用所造成的磨耗，並無法呈現出台灣地區之河川坡陡水急，且含大量泥砂與礫石對水工混凝土所造成的高速水流沖擊磨損之情形。近年來，國內有學者設計出一款「水中砂石衝擊試驗儀」，此儀器雖可模擬砂、石在高速水流中對混凝土的沖擊磨耗作用，但因儀器本體的耗損及沖擊粒料大量磨損，除必須經常更換衝擊粒料使得工作量增加許多，也僅能呈現細粒料對混凝土的沖擊磨耗行為，對於混凝土在高速水流中受到礫石的衝擊作用並無法呈現。因此，在蒐集與參考國內外相關文獻資料後，擬設計一部可模擬水工結構物在高速水流中受到砂與礫石之沖擊磨耗情形之「高速水流衝擊磨耗試驗儀」，並改善衝擊粒料大量磨損之缺點。希望能藉由此儀器探討砂石含量、砂石粒徑、衝擊角度以及材料性能(如抗壓強度)與抗衝擊磨耗性之關係。

6.2 儀器構造

本儀器設備「高速水流衝擊磨耗試驗儀」為另一個子計畫的成果，主要是利用泵浦將水抽至固定高度，使水流在沖擊試體時，其流速達到 10 m/s。並在途中將定量之鋼珠摻入高速水流中，達成一定比例後沖擊試體，並觀察與量測試體之受力情形與受沖擊之情況。本儀器之設計簡圖，如圖6-1。雖然儀器設計之構想很簡單，但要將鋼珠穩定地摻入高速水流並使水流流速達 10 m/s，除需要相當大的能量之外尚需控制鋼珠摻入的速度。在經過與指導教授和廠商多次討論與研究下，參照儀器之設計簡圖製造「高速水流衝擊磨耗試驗儀」，其規格分述如下： 1. 試驗儀主體：為一直立式密閉循環水槽，水槽之長 4000 mm，寬 2000 mm，高 1800 mm，如圖 6-2。主要為利用泵浦將水從水槽底部抽取並經由不銹鋼管路將水送至噴嘴，並且在噴嘴上方30 cm 處，從旁開口用以摻入鋼珠，使鋼珠隨高速水流一起沖

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如圖6-4。 2. 鋼珠運輸系統：為一直立式之長方體，長 550 mm、寬 350 mm、高 2800 mm，如圖 6-5。其輸送方式是在鏈條上每隔 571.5 mm 加裝一個能盛載鋼珠的盛載盒(長 300 mm、寬 140 mm、深 150 mm)，共 9 個，如圖 6-6。而後利用馬達驅動鍊輪以帶動鍊條，將盛滿鋼珠的鋼珠盛載盒向上運送至鋼珠輸送管。並且在馬達旁加裝一減速機，再透過頻率調節器控制馬達之轉速以調節盛載盒之速度，使鋼珠穩定的摻入水流中。馬達之極數為4 P、頻率 60 Hz，最高轉速可達 1720 rpm；減速機之減速比為 1： 20，如圖 6-7、6-8。 3. 鋼珠檔板：本儀器採循環系統以避免鋼珠或水量減少之因素導致試驗中斷。在循環過程中，須將鋼珠與水分離，以利鋼珠的輸送及確保抽水幫浦之流量。因此本儀器採用不銹鋼孔板(孔徑大小為 5 mm)來阻隔鋼珠，且檔板的角度傾向於鋼珠運輸系統之底部，使鋼珠集中至輸送裝置的鋼珠裝載盒內，如圖6-9。 4. 噴嘴：水流中因含有鋼珠且須使衝擊面積大於混凝土粒料最大粒徑的 5 倍，始能充分顯現材料之耐磨性與抗衝擊性。因此噴嘴孔徑設計為 200 mm × 100 mm 之長方形，如圖6-3。 5. 試體基座：為了探討試體受沖擊之能量，在試體基座下方加裝了 2 個荷重元計 ( load-cell )。為了防止 load-cell 因長期泡水而損壞，採用矽利膠將 load-cell 保護在內，

此矽利膠除可防水外又具有彈性，使其不致影響 load-cell 之感應。為方便爾後探討

沖擊角度對受沖試體之影響，且避免因沖擊角度改變而影響 load-cell 的感測，因此

採用一可調角度( 0-40 度)之圓弧基座來做為試體擺放之處，並在兩側增加夾板以固

定試體，如圖6-10、6-11。

6. 量測程式：採用 National Instrumentst 之 DAQ 與 PCI 設備，如圖 6-12。在 LabView

程式下，安裝NI-DAQmx 9.1.5 之驅動程式，load-cell 即可感測試體受到衝擊時之重

量( kg )表示，藉由此系統可得知試體在遭受衝擊時所受到之衝擊力( kgf )。

7. 荷重元計信號放大器：安裝完量測程式後，在測試時發現 load-cell 傳輸信號微弱，

導致數據擷取系統讀取不到數值。因此添裝荷重元計信號放大器以增強 load-cell 傳

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圖6-2 儀器水槽主體

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圖6-4 抽水幫浦

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圖6-6 鏈條與盛載盒

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圖 6-8 馬達與減速機

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圖6-10 試體基座示意圖

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圖6-12 DAQ 與 PCI 晶片

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6.3 儀器操作步驟

經由反覆不斷地測試並解決測試所衍生問題中，歸納整理出本儀器的操作步驟，其操作流程圖，如圖6-14，並詳述如下： 1. 注水與鋼珠：注入約 8 m3水於水槽內，並確認排水筏是否緊閉。 2. 並倒入試驗用之鋼珠於水槽內。 3. 放置試體：將試體置於試體基座上，並鎖緊夾板以固定試體。固定後調整角度使試體水平。 4. 量測系統歸零與率定：於電腦開啟應用程式，並將荷重元計信號放大器輸出端之電壓值調整歸零。於歸零後，放置20 kgf 之載重物於試體上，以率定 load-cell 感測之衝擊力，率定後即可將載重物移除。 5. 調整衝擊角度：調整試驗之衝擊角度，試體基座可調之角度範圍為 0 - 40 度。 6. 設定頻率：調設鋼珠運輸系統之輸送頻率，範圍為 27 Hz 至 32 Hz 之間。若頻率低於27 Hz，則盛載盒內之鋼珠無法甩出至鋼珠輸送管；若高於 32 Hz，則因甩出速度過快導致鋼珠撞擊鋼板壁面反彈落至盛載盒後方，使多數鋼珠無法順利進入鋼珠輸送管。 7. 開始試驗：首先於電腦之應用程式開始記錄數據，再開啟鋼珠運輸系統之電源，俟鋼珠運輸系統之閘門完全開啟後 (約 60 秒) 後，再開啟泵浦電源。 8. 結束試驗：先關閉鋼珠輸送裝置之電源，俟鋼珠輸送裝置完全停止運轉後再關閉泵浦電源，待高速水流停止後即可於電腦之應用程式停止記錄數據。

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6.4 實驗結果

以本整合型計畫之子計畫(劉玉雯教授)開發的高速水流衝擊磨耗試驗儀，進行材料衝擊磨耗性試驗，利用泵浦將水抽至固定高度，使水流在沖擊試體時，其流速達到 10 m/s，並在高速水流中加入鋼珠，觀察與量測試體受沖擊之受力情形。所模擬含砂水流的鋼珠直徑是1 英吋，重量 150kgf，經量測的試體沖擊力在純水流為 145.5kgf，若含鋼珠之水流的沖擊力則為153.9kgf，如圖 6-15 是模擬含砂衝擊之鋼珠與純水流之時間歷時與沖擊力關係，顯示所使用的高速水流衝擊磨耗試驗儀的穩定性佳。圖 6-16 到圖 6-21 為各配比在添加鋼纖維(1%、2%)時之時間歷時與衝擊力，沖擊時間歷時有 10min、20min 及 30min 三種，從圖可以看到當水流 + 鋼珠的沖擊力衝擊到試體之衝擊力約為 210~225kgf。 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 50 100 150 200 250 300 時間 (S) 衝擊力 ( kg f ) 含鋼珠水流純水流圖6-15 1 吋鋼珠與純水流之時間與衝擊力