國立宜蘭大學自然資源學系(研究所) 碩士論文 Department of Natural Resources National Ilan University Master Thesis

全文

(1)

國立宜蘭大學自然資源學系(研究所)

碩士論文

Department of Natural Resources National Ilan University

Master Thesis

柳杉疏伐材作為結構用集成材之強度性能評估

Evaluation of Mechanical Performance of Structural Use Glulam Manufactured from Japanese Cedar Thinned Woods

指導教授:卓志隆博士 Chih-Lung, Cho Ph. D.

研究生:顏廷諭 Ting-Yu, Yan

中華民國九十八年七月

(2)
(3)
(4)
(5)

摘要

本研究針對羅東林區管理處和平事業區94 年度收獲之柳杉

(Cryptomeria japonica)疏伐木為原料,將柳杉原木 300 支,經製材、乾燥、

刨光製成斷面 3.9 公分×8.9 公分、3.9 公分×14 公分且長 360 公分兩種尺寸 之製材品,做為集成元使用,製造各小、中、大斷面三種尺寸之結構用集 成材,檢測機械性質,作為樑設計時之參考。本研究由柳杉集成元經由超 音波檢測求得動彈性模數後,以此值配置成小斷面、中斷面及大斷面之集 成材。三種斷面集成材經由非破壞及抗彎試驗後,計算彈性模數及抗彎強 度,結果顯示小斷面集成材依集成元動彈性模數所計算的集成材彈性模數 預測值與抗彎試驗結果較為接近,但中斷面及大斷面集成材的預測值則較 抗彎試驗實測值為高。依集成元性質所預測之集成材彈性模數與各不同斷 面集成材經彎曲振動所求得之彈性模數值較接近,但和抗彎彈性模數差異 較大。抗彎彈性模數及抗彎強度皆隨配置等級越高而越高。此外,不同體 積對強度亦會造成影響,抗彎強度會隨集成材體積增加而減低,但減少幅 度較ASTM 所使用的體積影響因子方程式計算值大。期望研究結果能提升 國內柳杉生產利用價值,提升國內人工林木材自給率。

關鍵詞:柳杉、結構用集成材、彈性模數、抗彎強度、體積影響因子。

(6)

Abstract

The Japanese cedar (Cryptomeria japonica) specimens of this study were from the thinning logs harvested by the Lo-Tong Forest Bureau District Office in 2005. Logs were manufactured in two different cross-section dimensions with 3.9 cm ×8.9cm and 3.9 cm ×14 cm sawn laminae with 360cm long in length.

Structural used glulams with dimension of small, medium, and large cross-section were manufactured from laminae, respectively. According to this study the mechanical preperties of glulam could be used for the construction design of beam member. The dynamic modulus of elasticity (DMOE) of each lamina was measured by ultrasonic test method at the beginning of this study.

The lay-up of glulam with small, medium, and large section were simulated with respect to DMOE of lamina. The values of modulus of elasticity and modulus of rupture of three kinds of glulam with different dimensions were obtained from non-destructive flexural vibration test and static bending test. Results indicated that the values of MOE of small-sized glulam measured by static bending test were closely related to the predicted values of MOE from laminae. But the measured MOE of medium- and large-sized glulam were lower than those estimated from the lay-up of laminae. The DMOE of glulam with different dimensions obtained from flexural vibration test were more closely related to predicted values, but the relative percentage difference in MOE values between predicted and those from static bending test were higher. The values of static MOE and MOR of glulam with grade higher than those of lower grade. In addition, the bending strength would be diffected by the volume of glulam. The bending strength increased with the volume of glulam increasing. The parameter of volume-effect calculated from this study was larger than that listed in the standard from American Society for Testing Materials. The expectation of this study could promote the utilization values of Japanese cedar and the percentage of wood self-supply from man-made forest in Taiwan.

Keywords: Japanese cedar, Structural glued laminated timber, Modulus of elasticity, Modulus of rupture, Volume-effect.

(7)

謝 誌

當能夠有時間來回想此誌謝該如何下筆之時,即代表著研究所生涯趨近 結束,碩士論文即將完成,此時心中滿懷感恩之意,特於此誌表達本人真 誠之謝意。得以在兩年的時間內完成這項研究,首先要感謝指導教授卓志 隆老師。這兩年中受卓老師嚴厲又不失和藹之教導,更於本系主任任期間,

依然能於忙錄中不忘教誨,並細心協助撰寫論文,所受良多,特置於首。

礙於學生愚昧而不能完全得其所教,還望將來能請卓老師繼續指導。文稿 初成復蒙王松永博士、吳四印博士、林法勤博士於百忙之中詳細的審閱,

並賜予許多寶貴的建議及指正,使得本文能更趨近於完備。

感謝於材料準備過程中,提供場地、設備之昆儀、昆晉股份有限公司,

以及郭宗欽總經理和諸位員工,給予熱心之協助,方能完成材料之備置。

實驗有勞屏東科技大學葉民權教授、林玉麗小姐及葉教授之研究生給予試 驗儀器上之指導,在此特別為設備使用後,發生之故障致上最深之歉意。

再來要特別感謝於材料準備過程中,不辭千里、不畏風雨長期到龍德工 業區協助材料製備的林莉純同學。不論是酷熱的暑期或是天寒冷雨的冬 季,皆準時到工廠幫忙,這段時間真的是辛苦妳了,沒有妳的幫助,要在 兩年內完成研究,將倍感艱辛。另外亦感謝陳志昇學弟在集成材強度試驗 時,陪同遠赴屏東協助。

最後感謝家人開放的態度,讓我能夠往所希望的方向努力,並於在學期 間提供最適的援助及對我在學業上的支持,才能順利完成研究所學業,提 升自我。

感謝所有指導、幫助我的人

廷諭 2009,夏

(8)

目 錄

摘要...I Abstract ... II 謝 誌 ... III 目 錄 ...IV 圖 索 引 ...VI 表 索 引 ... VIII

壹、前 言 ... 1

貳、文獻回顧 / 前人研究... 3

一、柳杉性質... 3

二、集成元與集成材之關係... 4

三、集成材膠合... 6

四、集成材強度、容許應力及規範... 8

参、材料與方法... 10

一、試驗材料... 10

(一)柳杉... 10

(二)膠合劑... 10

二、研究流程與檢測參數... 10

(一)研究流程... 10

(二)檢測參數... 11

三、試驗方法... 12

(一)原木材積及製材利用率之計算 ... 12

(二)柳杉集成元之分等方法 ... 12

(三)集成材之集成元配置方法 ... 13

(四)結構用集成材膠合作業 ... 16

(五)結構用集成材動彈性模數、剪斷模數試驗方法 ... 18

(六)結構用集成材抗彎強度之試驗方法 ... 20

(七)膠合剪斷強度試驗 ... 21

肆、結果與討論... 23

一、集成元之利用率... 23

(9)

二、柳杉集成元應力等級分佈... 23

(一)密度與彈性性質之關係 ... 25

(二)超音波速與動彈性模數之關係 ... 25

三、柳杉結構用集成材之抗彎性質... 26

(一)同等級集成材... 27

(二)異等級集成材... 33

(三)體積對抗彎強度之影響 ... 41

(四)柳杉集成材做為結構用之可行性 ... 48

四、不同檢測方式之集成材彈性模數比較... 51

五、剪斷模數... 59

六、集成材彈性模數修正... 60

七、膠合剪斷性能... 64

伍、結論... 68

陸、參考文獻... 69

(10)

圖 索 引

圖1 研究流程圖... 11

圖2 柳杉集成材之集成元配置... 15

圖3 不同斷面尺寸集成材配置... 17

圖4 彎曲振動試驗法配置圖... 19

圖5 膠合剪斷之試材... 22

圖6 柳杉製材品動彈性模數分佈... 24

圖7 柳杉製材品密度與動彈性模數之線性迴歸關係... 26

圖8 柳杉製材品中音速與彈性模數之線性迴歸關係... 26

圖9 不同等級之同等級集成材彈性模數預測值與彎曲振動彈性模數差異百 分比。... 30

圖10 不同等級之同等級集成材彈性模數預測值與抗彎強度差異百分比。 ... 30

圖11 小斷面集成材密度與彈性模數迴歸關係。... 31

圖12 小斷面集成材密度與彈性模數迴歸關係。... 31

圖13 小斷面集成材彈性模數與抗彎強度之關係。... 32

圖14 中斷面集成材彈性模數與抗彎強度之關係。... 33

圖15 各配置等級類型預測彈性模數與彎曲振動彈性模數差異。... 37

圖16 各配置等級類型預測彈性模數與抗彎彈性模數差異。... 38

圖17 小斷面集成材彈性模數與抗彎強度之關係。... 39

圖18 中斷面集成材彈性模數與抗彎強度之關係。... 40

圖19 大斷面不含指接集成材彈性模數與抗彎強度之關係。... 40

圖20 大斷面含指接集成材彈性模數與抗彎強度之關係。... 41

圖21 柳杉集成材體積對抗彎強度的影響... 44

圖22 不同斷面相對體積平均強度比... 44

(11)

圖23 柳杉集成材體積對強度性質的影響... 45

圖24 調整後柳杉集成材體積對強度性質的影響... 46

圖25 柳杉集成材體積對彈性模數的影響... 47

圖26 不同斷面相對體積平均彈性模數比... 47

圖27 小斷面預測彈性模數和試驗彈性模數之線性迴歸... 52

圖28 中斷面預測彈性模數和試驗彈性模數之線性迴歸... 52

圖29 大斷面預測彈性模數和試驗彈性模數之線性迴歸... 53

(12)

表 索 引

表1 結構用集成材試驗樣本數... 18

表2 柳杉原木及集成元製材品材積與利用率... 23

表3 柳杉集成元機械應力分等結果... 24

表4 柳杉同等級結構用集成材之抗彎性質... 29

表5 預測彈性模數與彎曲振動試驗、抗彎試驗所得之彈性模數差異百分比。 ... 29

表6 柳杉異等級結構用集成材之抗彎性質... 35

表7 異等級集成材預測彈性模數與彎曲、抗彎彈性模數差異百分比 ... 36

表8 以體積影響因子預測中斷面、大斷面集成材抗彎強度... 42

表9 柳杉集成材等級結果。... 50

表10 集成材預測彈性模數與彎曲振動彈性模數平均差異值... 54

表11 彎曲振動及抗彎試驗檢測參數... 55

表12 各斷面等級厚度平方與彎曲振動頻率平方比... 56

表13 集成材單位變形量與斷面積的關係... 57

表14 各斷面集成材寬度及厚度... 58

表15 柳杉集成材之剪斷係數... 60

表16 調整後各斷面集成材之動彈性模數... 62

表17 調整後各斷面抗彎彈性模數... 63

表18 各等級集成材剪斷樣本數及剪斷強度... 65

表19 柳杉集成材膠合剪斷強度及平均木破率... 66

表 20 沸水、溫水處理與常態樣本剪斷強度比較... 67

(13)

壹、前 言

有關國內柳杉(Cryptomeria japonica)在育苗、造林、撫育及加工利用 之研究已有許多報告發表,但由生產目標之訂立、選種、造林開始至疏伐 及終伐,其相互配合之整個輪伐期之育林撫育尚未完全建立。目前臺灣柳 杉人工林面積為 62,507 公頃,而 20-30 年及以上之柳杉林面積則超過 40,000 公頃(陳阿興,2002),人工柳杉林有許多部份己面臨必須疏伐的階 段,這些疏伐木到底要如何利用,必須考慮市場的需求、柳杉與其他材種 的競爭、柳杉供應量是否穩定及柳杉材質是否符合目的用途的品質要求等 因素。就國內先前對柳杉利用的研究大多偏重於室內用途,但始終無法建 立一套完整的利用體系。由於目前減碳議題己成為世界各國共識,對於加 工排碳量相對較低的木質材料建築(王松永,2002),定會有增加之趨勢,

在市場上將會有較多之需求,故柳杉疏伐木作為結構用途是相當值得注意 的議題。

作為結構用途的木材的條件必須要確立其強度品質、基準設計應力值 (basic stress design values)、結構設計是否符合安全及結構耐久性等四項,

若能符合這四個條件,代表業界生產的木材品質具有可靠性,亦能對結構 設計之耐久性進行評估。柳杉疏伐木作為結構用材,因應世界潮流,配合 近年來國內戶外設施喜愛使用木材,經結構設計生產高價值產品,相信柳 杉疏伐木有能力符合市場的需求。隨著木質構造建築物逐漸大型化的趨勢 以及有關空間彈性運用的設計需求,相關之大斷面木構材或工程化木質建 材的運用,就成為設計上重要的技術(葉民權等,2006)。不過目前在國內 這種工程木質材料,在研究發展方面尚未深入投入,致使在大斷面結構用 集成材(structural glued-laminated timber)之製造技術無法落實;而類似之集 成材產品在各等級容許應力值亦未能完整建立,造成木質結構安全設計方 面無法進行實質評估,使大型木質構造建築在國內的發展形成瓶頸。大斷 面構材如直接製取於大徑原木,則不但成本高,且來源取得日漸困難,同

(14)

時容易產生翹曲、劈裂、含水率不均等缺點。因此如何利用品等均一或較 優的小尺寸乾燥木材,以縱接及層積膠合等技術,透過有系統的評估,可 組合成一品質穩定及強度均一的大斷面構材,就成為一重要的加工技術。

本研究針對羅東林區管理處和平事業區94 年度柳杉疏伐木為試驗對 象,從這些柳杉疏伐木製造三種斷面尺寸之結構用集成材,透過原材料性 能之分等與組合、機械強度之試驗,探討集成材經彎曲振動試驗、抗彎試 驗後得到之彈性模數與依集成元彈性模數預測之彈性模數之間相關性,及 柳杉製成集成材後之強度性質,作為樑設計時撓曲變形設計之參考;此外 並評估柳杉疏伐材原木製作集成元之加工利用率,作為柳杉人工林經營及 疏伐材伐採後之有效利用開發,以提供業者購買製造加工參考。

(15)

貳、文獻回顧

一、柳杉性質

臺灣之柳杉容積密度約為 302(kg/m3),絕乾比重為 336(kg/m3),徑向 全收縮率約 2.07%、弦向 4.69%、體積全收縮率則為 7.27%。抗彎強度為 87.8±8 (MPa),抗彎彈性模數為 13.0±2.1(GPa)(王松永,2002)。柳杉機械 性質不論是氣乾或生材狀態皆以抗拉強度最高,其次依序為抗彎強度、縱 向抗壓強度、剪斷強度。含水率對於柳杉之抗壓強度影響最大,抗拉強度 影響最小;含水率每增減1%,縱向抗壓強度會減增 6%,而抗拉強度只為 0.5%(卓志隆,1998)。

台灣杉(Taiwania cryptomerioides)、杉木(Cunninghamia lanceolata)及柳 杉47-51 年生木材之強度比較,柳杉材之抗彎強度及縱向壓縮強度均值均 大於杉木與台灣杉;三種木材沿徑向之強度變異情形,柳杉與台灣杉、杉 木不同,臺灣杉與杉木各項強度性質之變化由髓心開始增加至最高值後,

逐漸向邊材樹皮位漸減,而其最低強度值之部位於近樹皮部位(唐讓雷,

1989)。柳杉各項強度性質,如靜彈性模數、抗彎強度及動彈性模數等,

皆由髓心向樹幹外側逐漸增大,至距髓心 6-12cm 附近維持最大值,其後 向樹皮側減低。各項強度值均會顯著受到三分點載重(third-point loading method)之兩載重點間距離、木材所出現之最大節徑比、拉伸面之集中節 徑比、所有集中節徑比及整個三分點載重跨距長之所有節徑比等之影響 (王松永與林淑華,1997)。

由於木材為非等方性材料,於非破壞檢測材料性質時,會由於木理傾 斜角而有強度不同之變化。鈴木與佐佐木(1990)利用縱向超音波傳遞速度 檢測木理傾斜角對超音波在木材內傳遞速度之影響,結果顯示音速隨傾斜 角角度增加呈非線性減低,當木理傾斜角在45 度附近時急劇變化,且 45 度時之音速約為0 度時之 1/2。

葉民權等(2006)以縱向振動試驗探討柳杉結構用製材品動彈性模數與

(16)

比重、靜彈性模數與比重間之關係,結果顯示線性迴歸分析結果之判定係 數分別為 0.14 和 0.10(判定係數越高,代表兩者間之相互影響關係較高;

反之則較低)。此結果與 Chen 與 Yeh(1996)以縱向振動法檢測四種無缺點 試材性質之結果相同。其原因之一者為共振頻率並無法有效檢測木材比重 的影響效果,另一原因可能因實大尺寸之柳杉造林木試材存在天然內在變 異特點導致密度分佈不均所造成。卓志隆(2007)以超音波檢測柳杉製材品 之音速,並以其推算之彈性模數與柳杉製材品之比重比較,其判定係數為 0.4866,結果與葉等(2006)相似;而超音波之傳遞速度和彈性模數比較,

判定係數為 0.8766 之高度相關性。因此,以超音波法求出之之音速值,

在生產線上具有快速推估材料性質之可行性。

二、集成元與集成材之關係

當木材承受彎曲應力時,就厚度方向而言,木材上部所承受的是壓縮 應力,木材下部則為引張應力。在理論上不受應力影響的中間部分,稱之 為中性軸,而木材之中性軸實際位置則較靠近引張側(王松永與丁昭義,

2004)。由此可知,木材實際承受應力,於木材下部較上部為大。

Yang et al. (2006) 以應變片方法評估柳杉和南方松集成材彈性模數,

結果發現中性軸在彈性範圍內會有輕微轉移現象,到塑性範圍後,中性軸 位移則較明顯。彈性模數考慮中性軸轉移現象和未考慮中性軸轉移現象的 比較結果,發現柳杉在考慮中性軸轉移現象前,其彈性模數值約較考慮中 性軸轉移後大4.1%-11.3%;南方松則約為 0.9%-24.5%。

集成材情況亦同。集成材可分為同等級、異等級對稱及異等級非對稱 三種,但以樑承受彎曲應力考量時,為能充分利用不同等級集成元及較符 合經濟原則的集成材配置方式是採用異等級對稱或是異等級非對稱型 式。因製作集成材用於抗彎應力時,其承受較大應力部位分別為集成材之 上部及下部,亦即較外層之集成元,中間部分則不承受抗彎應力或承受較

(17)

小之應力。另一方面,承受引張應力部分大於承受壓縮應力部分,故引張 應力部分應使用整支集成材中所有集成元強度等級最佳者。

因此,當利用經機械應力分等後集成元彈性模數預測配置成集成材後 之彈性模數時,應考慮集成元相對於中性軸之距離;距離越遠者,其對集 成材彈性模數的影響越大,越靠近中性軸,對集成材彈性模數之影響則越 小。因此,集成材彈性模數可以集成元彈性模數來預測,透過不同配置方 式,利用公式可計算膠合後集成材彈性模數(Bodig and Jayne, 1982)。

Russell et al. (1990)研究樑體積因子對強度影響,以花旗松製材品為集 成元,製造三組不同體積集成材,結果發現隨著體積增大,其MOR 有下 降之趨勢。在另外的研究中亦發現,在分析500 支花旗松及南方松集成樑 的結果中,顯示此兩樹種有相同的體積影響結果,故體積影響因子是不可 忽略的因素,體積影響因子在柳杉亦可能有相同的結果。

Yang et al. (2007) 利用應變片法評估集成材結構對彈性模數的影響 中,利用集成元彈性模數預測集成材彈性模數,結果顯示較外層的集成元 彈性模數,對集成材彈性模數影響最大,即距中性軸越遠者,對彈性模數 影響越大。結果亦指出,集成元配置成異等級結構集成材所提供的性能,

較配置成同等級結構集成材為佳。由此可知,異等級結構集成材在經濟效 益上較佔優勢。

Lee et al. (2005) 依 ASTM 3737 利用三種不同等級集成元配置十種型 式集成材,其中三種型式為同等級集成材,其餘皆為異等級集成材。結果 顯示,同等級集成材 MOE 及 MOR 以等級較高集成元配置者為高,異等 級中,則以最外側配置等級較高之集成元,其集成材之 MOE 及 MOR 值 較高。

如依 Euler 樑理論計算而得之動彈性模數並未考慮剪斷變形及旋轉慣 性對振動結果的影響,而 Timoshenko 樑理論則考慮這二種因子對彎曲振 動的影響,但由於 Timoshenko 樑理論不易求出其解析解,因此一般以數

(18)

值方法求彈性模數的近似值,Hearmon (1958)依 Timoshenko 樑理論提出彎 曲動彈性模數的數值近似解法。卓志隆(2000)以彎曲振動測定結構用製材 品之彈性模數及剪斷模數,利用Hearmon 依 Timoshenko 樑理論提出彎曲 動彈性模數的數值近似解法所求得之彈性模數值,結果顯示彎曲振動彈性 模數及剪斷模數性質在第1 至第 6 個振動模態範圍內及不同細長比狀態時 幾乎保持一定。因此,如要計算真實彎曲動彈性模數應採用 Timoshenko 樑理論。

三、集成材膠合

木材經加工製造成集成材(glued-laminated timber),需經過膠合過程,

膠合強度及耐久性的好壞,常為決定木製品品質的最重要因素。膠合劑 使用時,需依集成材使用環境條件,選擇適當之膠合劑進行作業。做為 結構用途之膠合劑,依 CNS 11031 結構用集成材之規定須符合間苯二酚- 酚甲醛樹脂或具有同等以上之性能者。被膠合之木質系材料,其含水率 不得超過 15%;被膠合之兩構材的含水率差異應在 5%以內。膠合作業時,

應以下述條件為標準:(1)塗佈量每膠合層為 200~300g/cm2;(2)膠合時,

在膠合劑未凝固之前完成壓密作業;(3)壓密壓力應依膠合劑種類、膠合 面狀態適當選擇之,通常針葉樹為 5~10 kg/cm2,應能將膠合劑從膠合面 擠出為準;(4)壓密時間依膠合劑種類而異,通常為連續 24 小時以上,壓 密期間應保持在 20℃以上之溫度(蕭江碧等,2001)。

劉正字等(1991)曾對膠合及塗裝耐候性進行研究,試驗之膠合劑分別 為間苯二酚甲醛膠合劑(RF)、尿素甲醛膠合劑(UF)、聚醋酸乙烯乳膠 (PVAc)、乙烯脲酯膠合劑(Vinyl urethane adhesive)及架橋型聚醋酸乙烯乳 膠五種。結果顯示,RF 膠及 UF 膠在不同環境下,經一年後其靜曲強度 無明顯變化,其他皆隨著時間增加強度有下降趨勢。在抗剪膠合強度方 面,除 PVAc 膠合者有明顯劣化且木破率有下降趨勢外,其餘皆無明顯劣

(19)

化且木破率大多在 90%以上。

Pizzi and Uzielli (2003)使用聚胺脂樹脂(polyurethane adhesive,PU)、三 聚氰胺-尿素-甲酫樹脂(melamine-urea-formaldehyde,MUF)及間苯二酚-酚甲 醛樹(phenol-resorcinol-formaldehyde,PRF)對含水率分別為12%及22%之山 毛櫸(Fagus sylvatica)進行膠合研究。其結果顯示,在含水率12%時,PRF之 膠合強度増加最為快速,約30分鐘即可達到所需強度;PU則需約1小時45 分;MUF則為2小時。在含水率為22%時,三種膠合劑膠合強度的增加皆較 含水率為12%時為慢,且PU成為膠合強度增加最快速者。另外於膠合24小 時後,膠合強度在含水率為22%,明顯低於含水率12%之樣本。由此可知,

膠合時,其木材之含水率最好能在15%以下,其膠合強度的形成較快,且膠 合品質亦較佳。

王松永(1986)曾使用 RF(間苯二酚樹脂)探討柳杉徑面板及弦面板的膠 合性能,以引張剪斷強度方式膠合強度進行檢測。結果得知柳杉之膠合性 能屬於中等後,以醇苯混合液、丙酮、10% NaOH、1%NaOH、沸水及冷 水等加以抽出處理木材表面,另亦以No. 60、No. 120 及 No. 400 等砂紙進 行輕輕砂磨木材表面,以期改善柳杉膠合性能,但改善效果不顯著。柳杉 膠合最佳處理條件為:使用RF 膠合徑面板之未處理材,其膠合剪力為 4.3 MPa (木破率 60%);弦面板則為丙酮處理材,膠合剪力為 3.12 MPa (木破 率92%)。

李文雄(2004)以柳杉製成結構用集成材進行研究,其中實大尺寸結構 用集成材之靜曲破壞模式以指接部位之破壞為多,佔74.1%,顯示在製作 結構用集成材時,若要提供結構用集成材強度性質,其指接部位之強度是 非常需要注意及進行改善之部位。Walford (2002)指出結構用集成材指接部 位之指端必需與指面緊密接觸,如備料尺寸變異與端部施壓作業不足之影 響,將導致指端間距未能緊密貼合,使該部位應力集中,因而造成指接強 度減低。

(20)

此外,集成材若作為戶外用材,勢必有生物性為害,如真菌、白蟻等,

因此,防腐處理為戶外用集成材必要之加工程序之一。防腐處理需考慮使 用的藥劑種類,以決定集成材製作程序。如使用防腐劑為油溶性防腐劑,

集成材可於膠合完成後施行防腐處理,若為水溶性防腐藥劑,則需於膠合 前實行,因水溶性藥劑會造成木材本身濕潤,處理後乾燥的過程可能因膨 潤收縮產生應力大於膠合層所能容忍的應力,而造成膠合層破壞。若於膠 合前進行防腐處理,防腐處理後的膠合性能則為考處的重點。Lee et al.

(2006)使用 UMF(urea–melamine–formaldehyde resin)、MF(melamine–

formaldehyde resin)、PF(phenol–formaldehyde resin)、RF(resorcinol–

formaldehyde resin)對不同防腐藥劑,CCA (copper–chrome–arsenic)、

copper azole (Tanalith CY)及 CB-HDO 處理後之試材進行膠合剪斷試驗,

試驗材料為韓國紅松(Pinus koraiensis Sieb)及日本落葉松(Larix

leptolepis)。結果顯示 RF 不論在這兩種樹種或三種防腐處理下,都能達到 最好的膠合性能。因此,戶外結構用集成材使用RF 使為膠合藥劑較為適 當。

四、集成材強度、容許應力及規範

做為結構用之集成材,其強度皆需達一定之標準。在CNS 11031 標準 中,對不同等級集成材之強度及彈性模數性質於結構用時有所規定。其中 對稱異等級結構用集成材試樣至少需符合平均抗彎彈性模數6.5 GPa,且 試樣數量之 95%不得低於下限值 5.5 GPa,抗彎強度則需在 22.5 MPa 以 上;非對稱異等級結構用集成材試樣至少需符合平均抗彎彈性模數 6.0 GPa,且試樣數量之 95%不得低於下限值 5.0 GPa,抗彎強度則需在 16.5 MPa 以上;同等級結構用集成材試樣(集成元 4 片以上)至少需符合平均抗 彎彈性模數6.5 GPa,且試樣數量之 95%不得低於下限值 5.5 GPa,抗彎強 度則需在22.5 MPa 以上。

劉正字等(1988)研究結果顯示柳杉集成材隨集成層數增加,強度增

(21)

大,至4 層時最大,層數再增加強度則反下降;心材與邊材製作之集成材 比較,心材製作之集成材較邊材製作之集成材強度為高;徑切面材製成之 集成材強度略高於弦切面製成之集成材。抗彎強度則為62.6~98.6 MPa,

可符合針B 類一級 35.0 MPa 之標準;靜曲彈性模數,除了 PVAc 所製之 6 層集成材外,其餘均符合針B 類二級彈性模數須符合 7.0 GPa 以上之標準。

除滿足CSN 11031 結構用集成材之規範外,由於木材為非均質材料,

且常會有天然之缺點,故當用於結構用途時,為達安全設計目的,設計時 常需考慮這些因子之影響。當木材做為結構用材料時,將會承受某種程度 的載重,其載重需被限制在使木材破壞之應力之下,因為實際使用之安全 載重是有限制的,此安全載重則稱為容許應力。葉民權等(1996)曾針對省 產針葉樹進行結構材容許應力探討。其推導方式是利用無缺點小試材,以 標準試驗所得到的強度,進而推導各樹種、各等級之基準應力,再乘上影 響木材強度之係數,得到木材之容許應力。容許應力值計算簡式為:無缺 點試材強度值×強度比×含水率因子×一般調整因子×深度影響因子。

(22)

参、材料與方法

一、試驗材料 (一)柳杉

本研究使用材料為羅東林管處和平事業區 94 年度柳杉疏伐木進行 研究,選取羅東林管處之原木造材長度約370cm、末口直徑約 25±2cm 之原木 300 支。經製材、乾燥、四面鉋光加工成 3.8×8.9×360cm 及 3.8×14×360cm 兩種規格尺寸,乾燥後含水率約為 15%,做為集成材之 集成元。

(二)膠合劑

膠 合 劑 為 日 本 大 鹿 公 司 製 造 間 苯 二 酚 - 甲 醛 樹 脂 (Resorcinol

formaldehyde resin, RF),主劑型號為 D-40,固形份含量 50~60%,黏

度(P/25℃) 2.0~3.5,pH 7.9~9.1;硬化劑為粉狀低臭型甲醛除臭硬化 劑。使用時硬化劑配合比為 100%:15%。常溫硬化時間約 2 小時。

配合實際作業考量且為防止膠合劑於塗佈時過快硬化,故主劑與硬化 劑之比例調整為100%:10%。

二、研究流程與檢測參數 (一)研究流程

本研究流程主要分為二個部分,分別為1.以柳杉作為集成元,製 成實大尺寸大、中、小斷面集成材之各項性質檢測;2.於集成材進行 抗彎強度破壞後,取集成材端部為試材,製作膠合剪斷強度試驗之樣 材,以進行膠合性能之測定。各項流程如下圖所示:

(23)

圖 1 研究流程圖 Fig. 1 Flow chart of this study.

(二)檢測參數

本研究過程中所得之數據,由各項數值分析,評估柳杉製作集成 材應用於結構之可行性。檢測之參數及其應用如下所示:

1.柳杉集成元經超音波檢測後,以超音波傳遞速度推估集成元動彈 結果分析與討論

結論 集成元基本性質

量測

集成元配置,膠合

集成材基本性質 量測

集成材強度試驗 (非破壞及破壞)

數據整理,結果計

原木取得,製材,

乾燥,鉋光

樣本調濕

樣本尺寸量測

膠合強度檢測

數據整理 樣本製作 二、膠合性能檢測 一、集成材強度檢測

(24)

性模數。

2.利用集成元動彈性模數推估集成材預測彈性模數與集成材實測 動彈性模數、靜彈性模數間之關係。

3.集成材彈性模數推估值與實測動彈性模數之比較。

4.集成材彈性模數與抗彎強度之關係。

5.不同配置方式集成材強度性質比較。

6.不同斷面尺寸集成材強度性質比較。

7.經調整修正後之動彈性模和實測彈性模數比較。

8.膠合剪斷性質檢測。

三、試驗方法

(一)原木材積及製材利用率之計算

1.柳杉原木材積之計算式依照 CNS4749 木材之測計,進行原木、

製材材積之計算,材積以立方公尺(m3)為單位。

原木材積(Vlog)=(末端直徑+定數)2×0.79×材長

定數:其末徑為40cm 未滿者,就其材長每公尺加算 0.7cm,

材長以實際長度計算。

2.製材品之材積

製材品材積(Vlam)=厚度×寬度×長度(m3) 3.原木利用率

每支原木之利用率(%)= 100

log

V

×

V

lam --- (1)

原木製成集成元粗製品平均利用率(%)=

100

log

∑ ×

V Vlam

---(2) (二)柳杉集成元之分等方法

本項試驗採用超音波非破壞試驗技術所測定之彈性模數,進行集 成元之應力分等,利用一脈波發生器及一接收器直接貼附於集成元兩

(25)

端,使音波傳遞通過試材之縱向,測定其傳遞時間,依下式計算超音 波傳遞速度:

超音波傳遞速度(m/s) V=

Δl

t

---(3)

l

:試材長度(m)

Δ

t:超音波傳遞時間(sec)

超音波儀器為波蘭Unipan 公司製造,型號為 CT3,超音波探頭直 徑為40mm,頻率為 20 kHz 的縱波。試驗時,將探頭及接收器置於集 成元兩端斷面之中心位置,且為避免超音波探頭與接收器和集成元接 觸表面間之縫隙造成能量損耗,以凡士林作為耦合劑,並在試驗表面 被覆一層非常薄的玻璃紙以免凡士林滲入試材內。各試材之彈性模數 依(4)式計算。

E=

V

2×

ρ

---(4)

E:彈性模數(Pa,1 kgf/cm2=0.098 MPa);

V:超音波傳遞速度(m/s);

ρ

:試材密度(kg/m3)。

柳杉集成元以超音波檢測後進行分等後,依彈性模數區分集成元 等級,參考CNS 11031 結構用集成材標準中所規定集成元合格標準規 定分成6 級:11.0-12.5 GPa 為 L110 級材;10.0-11.0 GPa 為 L100 級材;

9.0-10.0 GPa 為 L90 級材;8.0-9.0 GPa 為 L80 級材;7.0-8.0 GPa 為 L70 級材;7.0 GPa 以下在本研究中列為級外材。分等後依預定之集成材彈 性模數做集成元位置配置。

(三)集成材之集成元配置方法

本研究之集成材試材依CNS 11031 結構用集成材標準中集成元配 置之規定,依集成元機械應力等級配置同等級及對稱異等級集成材兩

(26)

別有5 種:L70、L80、L90、L100、L110,相關樣本數如表 1。

集成元配置方法採用層積系統中所使用之預測集成材(glulam)的 力學性質計算式 (Bodig and Jayne, 1982)並配合膠合層影響加以計算 (王松永、卓志隆,1985)。計算式如(5)。

∑ ( )

=

+

=

n

i

i r i r i i eff L

L

E I e I

E I

1

1

---(5) 其中

E

Leff :推算之集成材彈性模數;

i

E

L:第i 層集成元的彈性模數;

I

i:對樑中性面為第i 層的斷面慣性力矩;

I

:整個樑的斷面慣性力矩;

n :層板總數;

i

er:第i 層膠合層彈性模數,約 17.39GPa (王松永與卓志隆,1985);

i

I

r :對中性面為膠合層第i 層的慣性力矩。

對每一層之斷面慣性力矩的轉換一般方程式為:

( )

2

0

i i i

i

I A d

I

= + ---(6)

( )

i 2

i r i ro i

r I A d

I

= +

---(7) 其中

I

0i:對其中性面為第i 層的慣性力矩;

A

i:第i 層的橫斷面面積;

d

i:第i 層形心位置到集成材之中性面距離。

i

I

ro:對中性面為膠合層第i 層的慣性力矩;

i

Ar :膠合層第 i 層的橫斷面面積,膠合層厚度約為 0.0218cm(王 松永與卓志隆,1985)。

(27)

將上列(5)、(6)、(7)式整理後可得(8)式:

( ) ( )

= ⎭⎬⎫

⎩⎨

⎧ ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +

⎥⎦+

⎢⎣ ⎤

⎡ +

=

n

i

i i r i ro i r i

i i o i eff L

L E I A d e I A d

E I

1

2

1 2

---(8)

圖中各項代號分別為:

h:集成元厚度。1-5 為各層 集成元之厚度。1 為最上 層集成元,5 為最下層集 成元。

rh:各膠合層厚度,本研究 中使用0.0218cm 計算。

E:集成元彈性模數。1-5 同 h。

e:膠合層彈性模數,本研 圖2 柳杉集成材之集成元配置 究使用 17.39GPa 計算。

Fig.2 Configuration laminae of Japanese cedar glulam.

以五層中斷面結構集成材為例,依各集成元彈性模數配置位置等預測 集成材彈性模數之計算展開後如(9)式:

---(9)

---(10)

h2

E5 e4 E4 e3 E3 e2 E2 e1

E1 h1

rh1

rh2

h3

rh3

h4

rh4

h5

中性軸 H

b

( ) ( )

( ) ( )

⎪ ⎪

⎪⎪

⎪ ⎪

⎪⎪

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟⎟ + × ×

⎜⎜ ⎞

× ⎛ +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟⎟ + × ×

⎜⎜ ⎞

× ⎛

= ∑

3 2 3 2

3

12 12 12

i i i

i

i i i

i

Leff

d h

bh b e

d h

bh b E

E bH

( ) ( )

( ) ( ) ⎪ ⎪

⎪⎪

⎪ ⎪

⎪⎪

⎥ ⎤

⎢ ⎡

×

⎟⎟ +

⎜⎜ ⎞

× ⎛ +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟⎟ ⎠ + ×

⎜⎜ ⎞

× ⎛

= ∑

3 2 3 2

3

12 12

i i i

i

i i i

i

Leff

d h h

e

d h h

E

E H

(28)

將(8)式中 b、h 及 d 參數代入後如(9)式所示,試中各項中均含有 b 參 數,為方便計算膠合後彈性模數,故加以提出、約分,約分後如(10)式所 示。下方(11)式則為將各層集成元彈性模數及尺寸代入後,展開之計算方 式,其為(5)層集成元結構。

---(11)

(四)結構用集成材膠合作業

本研究之集成材斷面尺寸依照CNS 11031 規範分為三種:分別為 短邊未滿7.5 cm,或長邊未滿 15 cm 之小斷面集成材;短邊在 7.5 cm 以上,長邊在15 cm 以上之中斷面集成材;及短邊在 15 cm 以上,斷 面積在300 cm2以上之大斷面集成材。以360(長)×8.9(寬)×3.8(厚) cm 之集成元組成斷面為 8.9(寬)×11.4(厚) cm 之三層小斷面結構用集成 材,長度為360 cm;以 360(長)×8.9(寬)×3.8(厚) cm 之集成元組成斷面 為8.9(寬)×19 (厚) cm 之五層中斷面結構用集成材,長度為 360 cm;

以360(長)×8.9(寬)×3.8(厚) cm 之集成元和 360(長)×14(寬)×3.8(厚) cm

( ) ( )

( ) ( )

( )

( ) ( )

( )

( )

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎪ ⎪

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ + + + +

× +

× +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ + + +

× +

× +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ + +

× +

×

⎥ +

⎥ ⎦

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ +

× +

× +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ + + + +

× +

× +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ + + +

× +

×

⎥ +

⎥ ⎦

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ + +

× +

× +

⎥ ⎥

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ +

× +

×

⎥ +

⎥ ⎦

⎢ ⎢

⎡ ⎟

⎜ ⎞

× ⎛ +

×

×

×

=

2 5 4 4 3 3 5 3 5 5

2 4 2

3 3 4 3 4 4

2 4 3 3 4 3 4 4 2

3 3 3 3 3 3

2 1 1 2 2 3 1 3 1 1

2 1 2 2 3 1 3 1 1

2 2 2 3 2 3 2 2

2 2 3 2 3 2 2

2 3 3 3 3 3

3

2 2

12

2 2

12

2 2

12 2

2 12

2 2

12

2 2

12 2

2 12

2 2 12

4 2 12

2 2 /

12

rh h h h rh

h h E

h rh h rh

rh rh e

rh h h h

E h rh

rh h e rh

rh h h h rh

h h E

h rh h rh

rh rh h e

h rh h h

E

rh rh h

e rh h

h E h

ELeff H

(29)

之集成元先行側向膠合成 360(長)×22.9(寬)×3.8(厚) cm 之集成元後,

再行刨光至3.5(厚)cm,再膠合成斷面為 22.9(寬)×17.5 (厚) cm 之五層 大斷面結構用集成材,長度為360 cm。斷面尺寸如圖 3 所示。

試驗材料類型為同等級及對稱異等級兩種,同等級集成材為所有 集成元皆為同一等級進行配置之集成材,對稱異等級集成材則為集成 元層積之相對位置為同一等級之集成元配置之集成材。其中同等級集 成材及異等級對稱集成材樣本數量如表1。

圖3 不同斷面尺寸集成材配置

Fig. 3 The lay-up of laminae for various type glulam with different cross-sections.

小斷面 中斷面 大斷面

11.4cm 8.9cm

8.9cm 8.9cm

19cm 17.5cm

14cm

(30)

表1 結構用集成材試驗樣本數 Table 1 Specimens of structural glulam.

集成材種類 集成材 斷面

預測彈性模數 等級

各試驗 重複數 小斷面

同等級

結構用集成材 中斷面

L110、L100、

L90、L80、L70

4

小斷面 中斷面 異等級

結構用集成材

大斷面

L110、L100、

L90、L80、L70

4

集成材製程中,採雙面布膠,佈膠量條件為250g/m2,以水平 加壓夾具台進行集成材膠合作業,加壓壓力為10kgf/cm2,加壓時 間為24 小時。

(五)結構用集成材動彈性模數、剪斷模數試驗方法 1.彈性模數試驗

非破壞試驗採用自由振動法,試材兩端的邊界條件為自由狀 態。測試項目為彎曲振動。彎曲振動時於距試材兩端0.224L(L:

試材長度)處固定,因此位置是發生基本共振時的節點位置。以 下所使用到的三樣儀器都由Brüel & Kjær 公司所製造的;採用的 測試平台是振動分析儀Pulse 3560C,用敲擊鎚(modal hammer;

型號為2302-50)由試材一端敲擊產生振動,在另一端以 2250A 型 之加速規接收振動訊號(由於加速規之重量相對於集成材之重量 非常小,故可忽略不計),振動訊號之時間域波形再經由快速富 利葉轉換(FFT)分析為頻率域波形,由此求出各振動時之基本頻

(31)

率,並由其基本頻率計算動彈性模數,計算方式如(12)式。

4 2 42 24

i n

l E fn

×

×

×

= ×

β

ρ

π

---(12)

其中

E

:動彈性模數(Pa)

fn

:各共振模態時之共振頻率(Hz)

l:試材長度(m)

ρ

:試材密度(kg/m3)

β n

: 各 共 振 模 態 係 數( β1

=

4.73 , β2

=

7.853 ,

β

3 = 10.996 ,

4

=

β

14.137,

β

5 =17.279,

β

6 =20.42,…..)

i

:斷面迴轉半徑

圖4 彎曲振動試驗法配置圖 Fig. 4 Diagram of bending vibration test.

2.剪斷模數試驗

由彎曲振動試驗法中,除記錄各彎曲振動模態頻率外,亦記錄 扭轉振態頻率,以計算剪斷模數,並利用剪斷模數調整彎曲動彈 性模數,以得到理論之彈性模數值。剪斷模數計算方法如(13)式:

Brüel & Kjær 振動分析儀3560C

FFT 分析

360cm 81

cm

81 cm

加速規

(32)

t n p

T

K I n

l

G f

×

⎥⎦ ×

⎢⎣ ⎤

⎡ × ×

=

2

2

ρ

---(13)

n

f

T :各扭轉共振模態時之共振頻率(Hz) n:共振模態(n=1,2,3……)

l:試材長度(m) b:試材寬度(m) h:試材厚度(m) ρ:試材密度(kg/m3) Ip:極慣性矩(m4)

矩形斷面時,Ip=

(

2 2

)

12

bh b h

+ ---(14) Kt:扭轉常數(m4 )

ξ bh

3

Kt = ---(15)

( ) ( )

⎥ ⎦

⎢ ⎤

⎡ ⎟

⎜ ⎞

⎛ +

− +

= ∑

=0 5

5

2

1 tanh 2

1 2

1 1 192

3 1

n h

b n h n

b π

ξ π ---(16)

(六)結構用集成材抗彎強度之試驗方法

根據 CNS 11031 抗彎 A 試驗進行,跨距為集成材厚度之 18 倍以 上,兩載重點間距為跨距之4/18 倍,載重點至支點距離為跨距之 7/18 倍。測試時載重速度為8mm/min,記錄撓度、破壞時最大載重及集成 材之破壞情形。測定在破壞時之抗彎強度(MOR),及比例限度內之抗 彎彈性模數(MOE),並分別依(17)、(18)式計算:

MOE(GPa)=

( ) ( )

3

2 2

8

2 2

ybh

s ls l s l P

Δ

+

Δ ---(17)

MOR(MPa)=

( )

2

2

3

bh

s l

Pb

---(18)

(33)

式中,Δ

P

為比例限度內上限載重與下限載重值之差(N);

Δ

y

:與Δ

P

相對應之撓曲差值(mm);

l:跨距(mm);

P

b:最大載重(N);

s:兩載重點間距(mm);

b:集成材寬度(mm);

h:集成材厚度(mm);MOR 則使用 cm 為單位。

(七)膠合剪斷強度試驗 1.試材製作

柳杉集成材於強度試驗破壞後,於試材兩端切取約30cm 長度 之集成材,依照CNS 11031 之標準製備剪斷強度試驗材料。試材 型式及尺寸如圖5 所示。沿著膠合層在測定部位若有節、脂囊及 其他缺點存在之試片,須先將予以排除,被排除者之膠合層,可 從該膠合層之其他部位採取試片再予以試驗,作為試驗結果。

2.試驗方法

試片分成三組,分別以沸水煮沸處理、溫水浸水處理及常態三 種。熱水處理為將試片放置於熱水浴中,煮沸4 小時,再以 60±3

℃乾燥20 小時,再浸入沸水中 4 小時後,放置於冷水中冷卻至常 溫,在溼潤狀態下進行膠合性能試驗;溫水浸水則先將試片浸入 溫度60±3℃水中 3 小時,然後放置於冷水中冷卻至常溫,在溼潤 狀態下進行膠合性能試驗;常態則在常態下作膠合性能試驗。將 試片之剪斷面與載重軸成平行,載重速度為每分鐘約9800 N (1000 kgf/min),直至試片破壞為止。由(19)式求出膠合剪斷強度並記錄 木破率,木破率為膠合層破壞後,木材破壞與膠合面積的比率。

(34)

膠合剪斷強度(MPa)= ---(19)

圖 5 膠合剪斷之試材

Fig. 5 Dimension requirement of specimen for shear test.

單位:mm

t 25 t

30

5 30

5

積 方 向 之 膠 合 層

t:集成元厚度 試片破壞時之載重

膠合面積

(35)

肆、結果與討論

一、集成元之利用率

本研究從300 支末端直徑約 25±2cm 之柳杉原木製成長度 360cm 之集 成元製材品數量共1644 支,其中斷面尺寸 3.8×8.9 cm 有 824 支;斷面尺 寸3.8×14 cm 有 820 支。乾燥前集成元粗製材品的總材積為 32.342 m3,原 木之集成元粗製材品利用率為51.4 %,即生產 1m3 集成元粗製材品平均 需1.95 m3原木。另外粗製材品經乾燥處理後因木材收縮,導致在原木之 集成元粗製材品利用率方面約降低至 46.3 %,平均每支集成元減少約 0.002 m3之材積。因此在現場生產加工上,不但要考慮乾燥作業成本,同 時還要注意因材積減少所造成產量減少,需換算成本加以調整。乾燥後粗 製材品經四面刨光後之集成元製材品總材積為26.60 m3,利用率為42.3 %。

表2 柳杉原木及集成元製材品材積與利用率

Table 2 Volume and yield of Japanese cedar logs and laminae

原木 數量

原木 材積

(m3)

集成元 製材品

(支)

集成元粗 製材品材 積(m3)

乾燥後 粗製材 品材積 (m3)

刨光後 集成元 材積

(m3)

粗製材 品乾燥 前利用 率(%)

粗製材 品乾燥 後利用

率(%)

刨光後 集成元 利用率 (%) 300 62.88 1644 32.34 29.13 26.60 51.4 46.3 42.3

二、柳杉集成元應力等級分佈

經超音波試驗測得柳杉製材品試材之動彈性模數,依CNS 11031 標準 中機械等級之區分標準進行分等,使為集成材之集成元配置之參考,其結 果如表3 所示。其中 L110 等級以上之集成元共 401 支,佔總集成元數量 之24.4 %;L100 等級集成元佔 13.1 %;L90 等級集成元佔 12.1%。L80 等 級集成元佔12.5 %;L70 等級集成元佔 12.2 %;L70 等級以下之集成元共 422 支佔 25.7 %。由表 3 亦可知機械應力等級較高之集成元之密度值亦較 高。圖 6 為柳杉集成元強度性質常態分佈情形,圖中可見,整體集成元

(36)

動彈性模數之分佈有偏態現象。製材品中低動彈性模數比例較高的原因,

可能因疏伐後原木置放於貯木場時間過長,且無適當之貯存條件,以致貯 木場中原木材質有降解、腐朽等現象,導致原木於製材後,製材品中部分 存在部分腐朽之狀況,造成部分製材品等級偏低。

表3 柳杉集成元機械應力分等結果

Table 3 Grading results for Japanese cedar laminae based on machine stress rated standard.

機械應力 等級

數量 (支)

比例 (%)

密度 (kg/m3)

超音波速 (m/s)

彈性模數

(GPa)

below L70 422 25.7 413(48.5) 3665(220) 5.52(0.29) L70 201 12.2 446(46.6) 4112(228) 7.49(0.27) L80 206 12.5 456(39.6) 4322(200) 8.48(0.28) L90 199 12.1 467(39.4) 4514(200) 9.47(0.31) L100 215 13.1 478(38.9) 4696(191) 10.48(0.27)

above L110 401 24.4 505(44.1) 4989(186) 12.52(0.29) 括號內為標準偏差

0 2 4 6 8 10 12 14 16

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

DMOE(Gpa) 機

率 (%)

圖6 柳杉製材品動彈性模數分佈

Fig.6 The DMOE distribution of Japanese cedar lumber.

(37)

(一)密度與彈性性質之關係

經直線迴歸分析結果顯示,集成元密度與動彈性模數(Dynamic modulus of elasticity, DMOE)間具有直線關係,如圖 7,其判定係數 R2 為0.36,決定係數不高的原因可能為超音波沿木材縱向的傳遞並無法 有效檢測木材密度的影響效果,另一原因為實大尺寸之柳杉試材存在 之天然特點,如節、傾斜木理、入皮等,這些缺點存在於超音波傳遞 路徑上,會導致超音波傳遞時間增長,造成動彈性模數減低,但在整 體密度上卻未造成太大影響,因此造成集成元密度與動彈性模數間判 定係數不高(Kabir et al., 2000; Anon., 1987;林振榮,2004)。

(二)超音波速與動彈性模數之關係

集成元經由超音波法所求出之音速(V)與動彈性模數迴歸關係如 圖8,DMOE = 0.0045×V – 10.581,R2為0.83,具有高度相關性。因 此利用音速值取代動彈性模數成為判定材料機械應力等級具有可行 性。以超音波法檢測製材品並計算彈性模數需要量測重量及尺寸,以 計算密度,在生產線上量測重量較為費工,而音速和動彈性模間具有 高度相關,若利用音速代替彈性模數,則可立即施作分等,無需再經 過計算彈性模數來進行分等,且在生產製材品時,長度皆相同情況下,

更可直接使用超音波傳遞時間即可進行分等,如此將能節省機械分等 時間。因此,以超音波傳遞速度進行製材品分等,在生產線上具有快 速推估材料性質之可行性。

(38)

y = 0.03 x - 4.40 R2 = 0.36

0 5 10 15 20

200 300 400 500 600 700

Density (kg/m3)

DMOE (GPa)

圖7 柳杉製材品密度與動彈性模數之線性迴歸關係。

Fig. 7 The regression relationship between the density and DMOE.

y = 0.00 x - 10.58 R

2

= 0.83

0 5 10 15 20

2000 3000 4000 5000 6000 Velocity (m/s)

DMOE (GPa)

圖8 柳杉製材品中音速與彈性模數之線性迴歸關係。

Fig. 8 The regression relationship between the velocity of ultrasound and DMOE of Japanese cedar lumber.

三、柳杉結構用集成材之抗彎性質

實大尺寸集成材彈性模數預測值及彎曲振動試驗、抗彎強度試驗後之 彈性模數及抗彎強度性質,如表4、5 所示。

(39)

(一)同等級集成材

由表4 可見,經 Bodig & Jayne (1982)層積系統中所使用之預測集 成材計算式計算而得之彈性模數和經由彎曲振動試驗及抗彎強度試驗 所得之彈性模數值間有明顯不同。在小斷面集成材,彎曲振動所求得 同等級集成材之彈性模數值較預測值為低;而抗彎強度試驗所求得之 彈性模數值則稍高於預測值。對於中斷面同等級集成材,彎曲振動試 驗所得之彈性模數值較預測值為低,但在抗彎強度試驗所得之彈性模 數則較小斷面同等級集成材彎曲振動所求得之抗彎彈性模數值為低。

預測值與彎曲振動及抗彎試驗所得之彈性模數差異百分比如表 5 所 示。各等級之小斷面及中斷面同等級集成材彈性模數預測值與彎曲振 動彈性模數平均差異百分比如圖 9;預測值與抗彎試驗各等間級彈性 模數差異百分比則如圖10 所示。差異百分比計算方式如下:

差異百分比(%) =

其中預測值與彎曲振動所求得動彈性模數差異百分比在小斷面集 成材為 11.15~17.27%之間,中斷面則為 9.94~15.47%,顯示預測值皆 高於利用彎曲振動法所求得動彈性模數;預測值與抗彎彈性模數差異 百 分 比 在 小 斷 面 集 成 材 為-3.75~-8.66%之 間 , 中 斷 面 集 成 材 則 為 15.60~25.33%之間。小斷面集成材抗彎彈性模數與預測值和彎曲動彈 性模數的差異不同,以預測值較低,而抗彎彈性模數較高,中斷面則 和預測值與彎曲動彈性模數趨勢相同。而以各別等級來看,彎曲動彈 性模數和預測等級間,仍然有隨等級增加而動彈性模數亦增加的現 象。由此可知,以集成元彈性模數及配置方式來預測集成材彈性模數 具有可行性,各等級配置結果之間依然具有差異性,即預測配置可利 用於推算不同等級集成材。本研究結果中,同等級小斷面及中斷面柳

預測值 預測值-實測值

×100

(40)

杉集成材彈性模數預測值一般皆高於實測值,造成此差異原因為利用 集成元彈性模數及配置位置預測膠合後集成材彈性模數時,並未考慮 剪斷變形、旋轉慣性、細長比大小等之影響,且在預測集成材彈性模 數時使用的集成元彈性模數是以超音波檢測所得的值,而集成材動彈 性模數則是以彎曲振動法所求得,兩種檢測方式之間所求彈性模數會 有差異,一般以超音波法所測得之動彈性模數會高於彎曲試驗者。Li et al. (2002)研究動彈性模數及靜彈性模數間的關係,其中動彈性模數又 分為縱向及橫向振動之動彈性模數。結果指出動彈性模數較靜彈性模 數高,結果以縱向振動所求得的動彈性模數較高。由此可知,在本研 究中,以超音波檢測縱向傳遞速度所求得的集成元縱向動彈性模數應 會較高,以其配置成集成材並預測彈性模數,會造成集成元膠合後,

預測彈性模數較以彎曲振動方式檢測集成材彎曲動彈性模數高的情 形。

預測值與抗彎彈性模數的差異,在小斷面以抗彎彈性模數值較預 測值高,中斷面則以預測集成材彈性模數較高。造成這種現象的原因 可能為抗彎試驗時,僅有載重點部分集成材反應載重抵抗,而預測值 則是以集成元整體彈性模數來預測,故造成兩者之間的差異。另外一 個原因為集成材在相同長度下,體積造成的影響,較小體積的小斷面 集成材,強度性質會相對較高,隨體積增加強度有下降的趨勢,在圖 10 中可看出類似現象。在小斷面相對較小體積的情況下,預測值較抗 彎彈性模數值低,中斷面相對較大的體積則是預測值較抗彎彈性模數 值高。本研究有對抗彎強度進行體積對強度影響的評估,而彈性模數 亦有出現相似的結果,但僅限於抗彎彈性模數。未在彎曲動彈性模數 出現相同的影響。未來如使用尺寸效應來評估時,可能無法使用於彎 曲動彈性模數,在抗彎彈性模數方面,則還需要進行調整,以達到預 測值和實際抗彎彈性模數值一致性。

(41)

表4 柳杉同等級結構用集成材之抗彎性質

Table 4 Bending properties of Japanese cedar structural glulam made of laminae with same mechanical grade.

斷面尺寸 類型

集成元機 械區分等 級代號

密度 (kg/m3)

預測值 (GPa)

彎曲振動 動彈性模數

(GPa)

抗彎彈性模數 (GPa)

抗彎強度 (MPa) L70 441(13)a* 7.70(0.01) 6.37(0.55)a 8.00(0.49)a 32.24(8.2)a L80 451(12)a,b 8.72(0.01) 7.33(0.64)a,b 9.03(0.70)a 41.59(7.9)a L90 472(7)b,c 9.65(0.01) 8.48(1.34)b,c 10.23(0.57) a,b 40.56(5.9)a L100 481(27)c 10.67(0.01) 9.48(0.64)c,d 11.70(2.21)b,c 54.83(9.0)b 小斷面

(3 層)

L110 491(7)c 12.13(0.01) 10.41(0.70)d 13.28(2.13)c 61.88(6.0)b L70 445(15)a 7.62(0.01) 6.59(0.56)a 6.33(0.43)a 36.30(11)a L80 463(23)a,b 8.66(0.01) 7.32(0.27)a 6.91(0.31)a 38.96(3.1)a,b L90 485(12)b,c 9.56(0.01) 8.39(0.50)b 8.27(0.30)b 39.27(7.7)a,b L100 482(14)b,c 10.56(0.01) 9.51(1.00)c 9.02(0.77)c 40.73(11)a,b 中斷面

(5 層)

L110 501(11)c 12.04(0.01) 10.31(0.46)c 10.20(0.14)d 51.26(6.9)b

*上標為鄧肯氏新多變域分析,顯著水準 5%,英文字母相同者表示不顯著,

括號內為標準偏差。

表5 預測彈性模數與彎曲振動試驗、抗彎試驗所得之彈性模數差異 百分比。

Table 5 The percentage difference between predicted MOE and those obtained from flexural vibration and static bending tests, respectively.

彈性性質 彈性性質

斷面

類型 等級 預測值 (GPa)

彎曲振動 彈性模數 (GPa)

差異百 分比

(%)

預測值 (GPa)

抗彎彈性 模數 (GPa)

差異百 分比

(%) L70 7.70 6.37 17.27 7.70 8.00 -3.75 L80 8.72 7.33 15.94 8.72 9.03 -3.43 L90 9.65 8.48 12.12 9.65 10.23 -5.67 L100 10.67 9.48 11.15 10.67 11.70 -8.80 小斷面

(3 層)

L110 12.13 10.41 14.18 12.13 13.28 -8.66 L70 7.62 6.59 13.52 7.62 6.33 20.38 L80 8.66 7.32 15.47 8.66 6.91 25.33 L90 9.56 8.39 12.24 9.56 8.27 15.60 L100 10.56 9.51 9.94 10.56 9.02 17.07 中斷面

(5 層)

L110 12.04 10.31 14.37 12.04 10.20 18.04

數據

Updating...

參考文獻

Updating...

相關主題 :