藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

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國立臺灣大學工學院土木工程學系碩士論文

Department of Civil Engineering College of Engineering

National Taiwan University Master Thesis

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

Study of the Durability of High Strength Concrete with Steel Fiber by Ponding Test and Salt Spray Test

何郁姍 Yu-Shan Ho

指導教授：廖文正博士 Advisor：Wen-Cheng Liao, Ph.D.

中華民國 105 年 8 月

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國立臺灣大學碩士學位論文

口試委員會審定書

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

Study of the Durability of High Strength Concrete with Steel Fiber by Ponding Test and Salt Spray Test

本論文係何郁姍君（R03521210）在國立臺灣大學土木工程學系碩士班完成之碩士學位論文，於民國 105 年 07 月 20 日承下列考試委員審查通過及口試及格，特此證明

口試委員：

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誌謝

一晃眼，碩士的兩年生活已接近尾聲，將告別學生的身份踏上另一個不同的戰場，繼續下一段旅程。回顧這兩年，其實有許許多多的迷惘，不論是學業上或是人際關係部分，像是懵懵懂懂的收集多方相關文獻、每兩周的 Meeting 衝刺、請教老師的緊張氣氛、同學間的互相討論和摩擦，雖然不能說處理的非常好，但仍是我的學習的歷程及美好回憶，並感謝在碩士兩年生活中指導我與陪伴我的大家。

首先要感謝恩師廖文正教授。在進入研究所前，與老師的談話過程中發現老師非常關心照顧學生，加上老師年輕很有親和力，感覺親切，所以決定加入 812 這個材料大家庭。在研究所的兩年間，老師會在每個階段中適時的提供學業上的建議與支持，讓學生有正確的目標安排學習計畫，且不厭其煩的指導學生研究的方向，

引導我們學習如何去思考和解決問題，因此不管是在知識的累積、思考的邏輯、解決問題的能力等都受益匪淺，並在最後能順利完成研究，由衷感謝老師給予的機會及這段時間的信任和幫助。而老師給予的教誨：「不喜歡的事情也能做好才對」，未來會保持此種態度繼續努力前進！

感謝研究群中的劉楨業教授、陳振川教授與詹穎雯教授，在第一年的高等混凝土教授有關混凝土材料方面的知識，為學生打下良好的基礎，並感謝陳老師和詹老師在學生平時進度報告時提供專業的見解與建議，導正我們正確的研究方向，讓學生能有更多元、更全面的思考，使論文更完整。感謝楊仲家教授和邱建國教授撥冗於口試期間給予諸多寶貴意見及指導，讓學生了解自己研究中的不足予以改進，使學生的論文能更加充實完整，在此獻上誠摯感謝。

實驗的過程感謝國家地震研究中心的幫忙。感謝慎佑學長、雄哥、小梁哥、豪哥在實驗上的幫助，尤其是慎佑學長不厭其煩地協助和提供相關經驗，讓我在力學實驗能順利完成！

在研究期間，感謝泓斌學長像保姆似的耐心教導實驗儀器的使用方法，並在儀

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份能順利進行，此外還能和學長一同討論研究的內容及分析方法，實在是受益良多。

感謝威佑學長幫忙購買實驗中欠缺的材料及儀器，和生活上的關心與照顧，讓我體會學習與工作上的樂趣；感謝 Wisena 學長，協助我解決鋼纖維的相關知識問題；

感謝陳育聖學長和張永昌學長提供耐久性研究的相關見解與幫助；感謝茜如學姐提供鹽霧室的使用經驗。感謝學長姐，智強、又德、Agie、季軒、士翔及可捷，傳承學業及研究論文等經驗，並不厭其煩的回答我的諸多疑問。

感謝 812 的同窗，韋如、鈺軒、昆穎、誠竣、毓源、泰誠，從碩一學業的互相扶持砥礪，到碩二努力完成實驗和論文，這兩年間一起玩樂一起奮鬥，如果沒有你們，研究所生活將不再多采多姿，感謝你們；感謝學弟妹，宜庭、凱越、祖佑、家禎、凱蔚、王丞、維邑、庭愷，在實驗前的準備及及實驗過程中的協助，實驗才能順利進行，也帶給研究室許多的笑聲及歡樂。

最後特別感謝我的家人，爸媽和弟弟，父母的養育及栽培，有家人在背後默默支持，讓我能無後顧之憂地往前邁進，是我最強大的動力來源與精神支柱，在我低潮時，如燈塔般地指引我並給予建議，讓我在求學的路上一路安穩平順，沒有你們不會有今天的我，希望能早日有所回報。感謝小阿姨對我的關心及照顧，並信任及支持我的選擇，讓我能更勇敢的往前進。

說了這麼多的感謝，仍無法向所有人表達我心中的謝意，只好謝天了～感謝上天讓我擁有現在的一切，陪我一路走來的您們，皆是我生命中的貴人，衷心感謝任何曾經幫助過我的人，並祝福所有人平安喜樂，在此致上最誠摯的敬意與祝福。

謝謝您們，我即將進入人生的下一個階段了～～加油！

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中文摘要

使用高強度材料能縮減梁柱斷面的尺寸，使結構物輕量化，並增加建築物的使用空間，亦可減少材料用量，但高強度混凝土極為脆性，韌性甚差，所以藉由添加鋼纖維改善脆性破壞行為。相關研究已顯示添加鋼纖維能增加高強度混凝土的韌性，抑制早期保護層的剝落及紓解橫向鋼筋密集配置的問題。

鋼纖維對高強度混凝土的力學行為有顯著幫助，但台灣處於高溫高濕的環境，

且大氣中帶有鹽分，鋼纖維和水泥漿體的界面層(interfacial transition zone, ITZ)恐形成外界污染物侵入的通道，降低建物的耐久性，尤其當鋼纖維因為外界氯離子侵入而鏽蝕時，會加速結構的劣化。

本研究透過添加不同體積取代率的鋼纖維，來探討高強度混凝土添加鋼纖維的耐久性影響。其中試驗分成兩大部分，一為鹽霧加速劣化試驗，一為貯鹽試驗。

鹽霧加速劣化試驗模擬外界環境經過多年鹽害乾濕交替曝曬行為後，進行抗壓、抗彎、直拉、劈裂等力學試驗來評估劣化處理後試體的力學行為；由試驗結果顯示，

在水膠比較低之高強度混凝土中，劣化處理後僅有表面鋼纖維產生嚴重鏽蝕，故鋼纖維的添加對劣化處理前後的整體力學性質無顯著影響。另外，由貯鹽試驗結果發現，擴散係數沒有顯著差異，所以 ITZ 的存在不會影響整體孔隙結構的連通性。

綜上所述，於高強度混凝土中添加鋼纖維不會影響結構的耐久性。

關鍵詞：鋼纖維高強度混凝土、貯鹽試驗、鹽霧加速劣化試驗、氯離子、擴散係數

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ABSTRACT

High strength materials have been widely used because using high strength concrete and reinforcement can further reduce the member section, which lights the weight of the elements and increases the available space of buildings, and save materials. To solve the brittleness of high strength concrete, the addition of the steel fibers can provide more confinement and shear capacity to enhance the ductility and toughness. It also prevents the early cover spalling and solves the congestion of the transverse reinforcements in the plastic hinge region of buildings.

Although the addition of the steel fibers provides good benefit on mechanical behavior of high strength concrete, Taiwan is an island surrounded by sea with the subtropical climate, made the structures easily deteriorated by salt damage. Worried about the chloride ion may penetrate into the concrete from the interfacial transition zone (ITZ) between the steel fibers and cement paste, and therefore reduce the durability of the structures. The other hesitation is the steel fibers may easily corrode so that the steel fibers lose its advantage, inducing the steel-fiber concrete structures become weaker.

This study investigates the addition of the steel fibers influencing the durability of the high strength concrete. The experiment divides into two parts. One is using the ponding test to discuss the ITZ of the materials. According to the result, the diffusion coefficient doesn’t change between the content of steel fibers. The other is using salt spray test to simulate the structures exposing outside several years. Finally, doing mechanical experiments, such as compressive test and flexural test to evaluate the mechanical behavior after the deterioration process. According the result of the mechanical test, the strength doesn’t worsen after the deterioration by the salt spray test.

In summary, the addition of the steel fibers doesn’t reduce the durability of high strength concrete.

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Keywords：Steel-fiber concrete, Ponding test, Salt spray test, Chloride ion, diffusion coefficient

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表目錄

表 2-1 HSFRC 和 HSC 的力學結果和強度增加效益 [102] ... 11

表 2-2 高強度鋼纖維混凝土力學性質（ MPa） [108] ... 15

表 2-3 抗彎試驗韌性指數 [108]... 15

表 2-4 纖維取代量和氯離子擴散係數 [121] ... 33

表 2-5 硬固水泥砂漿試驗結果 [89] ... 45

表 2-6 各貯鹽試驗相關文獻中不同水膠比之擴散係數 (90 天 )整理 .. 45

表 2-7 腐蝕電位與鋼筋腐蝕機率之關係 [19] ... 55

表 2-8 腐蝕電流密度對應腐蝕程度之關係 [25] ... 58

表 2-9 混凝土電阻係數對應腐蝕狀況之關係 [94] ... 61

表 2-10 大氣腐蝕環境分類 – 以各標準金屬第一年之腐蝕速率區分 [65][33] ... 79

表 2-11 裸鋼試片曝曬結果 [143] ... 81

表 2-12 碳鋼板狀試片平均腐蝕速率 (μm/yr) [118] ... 82

表 3-1 卜特蘭 I 型水泥化學成分 (Chemical Composition) ... 88

表 3-2 卜特蘭 I 型水泥物理性質 (Physical Properties) ... 88

表 3-3 100 級水淬高爐石粉化學性質 ... 89

表 3-4 100 級水淬高爐石粉物理性質 ... 89

表 3-5 矽灰之基本性質 ... 90

表 3-6 粗粒料篩分析與物理性質 ... 90

表 3-7 細粒料篩分析與物理性質 ... 91

表 3-8 高性能流動化劑好泥友 HP100 產品規格 ... 91

表 3-9 竹節鋼筋化學成分 ... 92

表 3-10 鋼纖維高強度混凝土配比（單位： kgf/m³） ... 92

(14)

表 4-2 鹽霧室參考金屬試片腐蝕狀況 ... 133

表 4-3 鹽霧室模擬外界時間 ... 134

表 4-4 鹽霧試驗之混凝土氯離子含量（ SF15+和 SF075+） ... 137

表 4-5 鹽霧試驗之混凝土氯離子含量（ SF0+） ... 137

表 4-6 鹽霧加速劣化試驗結果 (式 ( 2-43)) ... 137

表 4-7 鹽霧加速劣化試驗結果 (式 ( 2-45)) ... 138

表 4-8 實驗組及對照組於劣化處理後之抗壓試驗結果 ... 140

表 4-9 抗彎試驗結果 ... 144

表 4-10 抗彎試驗彎曲韌性指數 ... 145

表 4-11 直接拉力試驗結果 ... 150

表 4-12 預估直接拉力試驗後開裂拉力強度 (MPa) ... 150

表 4-13 劈裂抗張試驗結果 ... 155

表 4-14 伴隨貯鹽試驗之圓柱試體抗壓試驗結果 ... 157

表 4-15 貯鹽試驗之比色法結果 ... 160

表 4-16 SF15 貯鹽試驗 90 天之鋼纖維氯離子含量試驗結果 ... 162

表 4-17 SF075 貯鹽試驗 90 天之鋼纖維氯離子含量試驗結果 ... 162

表 4-18 SF0 和 SF075 貯鹽試驗 180 天之鋼纖維氯離子含量試驗結果 ... 162

表 4-19 SF15 貯鹽試驗 90 天之混凝土氯離子含量試驗結果 ... 166

表 4-20 SF075 貯鹽試驗 90 天混凝土氯離子含量試驗結果 ... 166

表 4-21 SF0 貯鹽試驗 90 天混凝土氯離子含量試驗結果 ... 166

表 4-22 貯鹽試驗 90 天各配比之迴歸分析結果 (式 ( 2-43)) ... 167

表 4-24 貯鹽試驗 180 天之各配比混凝土氯離子含量試驗結果 ... 168

(15)

表 4-26 貯鹽試驗 180 天各配比之迴歸分析結果 (式 ( 2-45)) ... 168 表 5-1 引起鋼筋銹蝕的臨界氯離子濃度 [3] ... 179

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圖目錄

圖 1-1 研究流程圖 ... 4

圖 2-1 混凝土開裂路徑圖 ... 6

圖 2-2 混凝土應力應變曲線圖 [81] ... 6

圖 2-3 不同強度鋼筋之應力應變曲線 [117] ... 7

圖 2-4 不同種類纖維之應力應變曲線（體積取代率 1%） [51] ... 8

圖 2-5 不同鋼纖維體積取代率之應力應變曲線圖 [51] ... 9

圖 2-6 不同長徑比之應力應變曲線圖 [51] ... 9

圖 2-7 圍束指數（ RI）對正規化之極限應力後段曲線 [51] ... 9

圖 2-8 韌性指數對體積取代率的關係 [51] ... 10

圖 2-9 不同鋼纖維取代率對應力應變曲線的影響 [61] ... 10

圖 2-10 韌性指數對圍束指數之關係圖 [61] ... 11

圖 2-11 韌性指數與圍束指數的關係 [93] ... 12

圖 2-12 鋼纖維高強度混凝土圓柱應力應變曲線 [103] ... 13

圖 2-13 抗彎試驗彎矩撓曲圖 [103] ... 13

圖 2-14 柱子於低軸力下之反覆側推行為 [103] ... 13

圖 2-15 端鉤形鋼纖維體積取代率對應力應變曲線的影響 [108] ... 14

圖 2-16 不同鋼纖維體積取代率之圓柱抗壓應力應變曲線圖 [22] ... 15

圖 2-17 材料應力應變曲線示意圖 [132] ... 18

圖 2-18 抗彎撓曲試驗力與中點位移圖 (ASTM C1018) ... 19

圖 2-19 端鉤型鋼纖維拉拔力與滑移位移曲線 [132] ... 20

圖 2-20 端鉤型鋼纖維端鉤處拉拔過程變形示意圖 [132] ... 21

圖 2-21 端鉤型鋼纖維幾何形狀示意圖 [111] ... 26

圖 2-22 端鉤型鋼纖維能量疊加原理 [111] ... 26

圖 2-23 端鉤型鋼纖維彎鉤處滑輪摩擦模型 [4] ... 26

(17)

圖 2-24 鋼纖維在彈塑性段的應力分布 [111] ... 27

圖 2-25 鋼纖維通過轉折點時的彎矩與曲率關係 [111] ... 27

圖 2-26 鋼纖維拉拔過程中累積塑性變形能與位移關係圖 [111] ... 27

圖 2-27 端鉤型鋼纖維拉拔行為 [69] ... 28

圖 2-28 纖維混凝土受直接拉力作用下之行為 [57] ... 31

圖 2-29 受拉應變硬化最小纖維添加量與相關參數之關係圖 [57] ... 31

圖 2-30 普通鋼筋混凝土和鋼纖維混凝土主要的表面裂縫形式 [91] 33 圖 2-31 氯離子滲透深度與纖維用量關係圖 [122] ... 34

圖 2-32 孔隙尺寸示意圖 [28] ... 35

圖 2-33 鋼纖維和水泥基材間之微觀結構 [23] ... 36

圖 2-34 不同水灰比新拌及硬固水泥漿體水化組成 [2] ... 37

圖 2-35 混凝土水灰比與氯離子擴散係數之關係 [142] ... 46

圖 2-36 不同深度之氯離子濃度 [86] ... 48

圖 2-37 平均擴散係數 [86] ... 48

圖 2-38 鋼筋於混凝土中的腐蝕行為示意圖 [26] ... 50

圖 2-39 鐵氧化時的體積膨脹示意圖 [128] ... 50

圖 2-40 鐵的電位 pH 圖（ pourbaix diagram ） [129] ... 52

圖 2-41 氯離子在混凝土中造成鋼筋腐蝕之機理示意圖 [98] ... 52

圖 2-42 氯離子含量和 pH 值對混凝土內鋼筋腐蝕的影響 [101] ... 53

圖 2-43 混凝土中鋼筋局部腐蝕點上之電場分佈示意圖 [6] ... 55

圖 2-44 極化曲線 ... 58

圖 2-45 線性極化曲線 ... 59

圖 2-46 等效電路的 Nyquist Plot ... 59

圖 2-47 量測電阻之原理 [84] ... 61

(18)

圖 2-49 不同鋼纖維添加量的鋼筋腐蝕速率 [119] ... 64

圖 2-50 鋼纖維取出前後對鋼筋開路電位的影響 [119] ... 65

圖 2-51 鋼纖維取出前後對鋼筋筋腐蝕速率的影響 [119] ... 66

圖 2-52 乾溼循環之氯離子行徑路線 [71] ... 70

圖 2-53 乾濕交替時的氯離子滲透情形 [77] ... 71

圖 2-54 貯鹽試驗與乾溼循環的氯離子擴散係數關係 [62] ... 71

圖 2-55 乾濕循環不同循環數之氯離子分布 [59] ... 72

圖 2-56 不同水灰比連續鹽霧試驗 (30 天、 40 天 )氯離子分布 [134]. 72 圖 2-57 水灰比 0.55 連續鹽霧試驗於不同試驗齡期之氯離子分布 [134] ... 73

圖 2-58 貯鹽試驗與連續鹽霧試驗擴對應時間 [134] ... 73

圖 2-59 貯鹽試驗與乾溼循環鹽霧試驗對應時間 [134] ... 73

圖 2-60 各齡期氯離子含量 [126] ... 74

圖 2-61 鑽心試體與新拌試體加速試驗比較 [126] ... 74

圖 2-62 現地試驗氯離子滲入深度與試驗齡期關係 [126] ... 75

圖 2-63 水在灰塵顆粒下的毛細凝聚示意圖 [133] ... 77

圖 3-1 鹽霧加速劣化試驗流程圖 ... 85

圖 3-2 貯鹽試驗流程圖 ... 85

圖 3-3 細粒料級配曲線圖 ... 92

圖 3-4 鋼纖維幾何尺寸 (Unit： mm) ... 93

圖 3-5 Dramix RC -80/30-BP 鋼纖維產品規格 ... 93

圖 3-6 複合式鹽霧耐久性試驗設備 ... 97

圖 3-7 直接拉力試體尺寸（單位： cm） ... 104

圖 3-8 貯鹽試體（單位： cm） ... 104

圖 3-9 鹽霧循環流程 ... 110

(19)

圖 3-10 標準抗彎試驗示意圖 (單位： cm) ... 115

圖 3-11 貯鹽試驗示意圖 ... 119

圖 3-12 氯離子滲透深度量測示意圖 ... 120

圖 4-1 水中養護 28 天混凝土應力應變曲線 ... 130

圖 4-2 鹽霧試驗中混凝土之氯離子含量分佈 (式 ( 2-43)) ... 138

圖 4-3 鹽霧試驗中混凝土之氯離子含量分佈 (式 ( 2-45)) ... 139

圖 4-4 實驗組及對照組之抗壓試驗應力應變曲線 ... 141

圖 4-5 正規化破裂模數比較 ... 145

圖 4-6 實驗組及對照組之抗彎試驗力與變位曲線 ... 147

圖 4-7 正規化直接拉力強度 ... 151

圖 4-8 實驗組及對照組之直接拉力試驗應力應變曲線 ... 153

圖 4-9 正規化劈裂抗張強度 ... 155

圖 4-10 混凝土抗壓強度發展 ... 158

圖 4-11 貯鹽試驗試體分層 pH 值 ... 159

圖 4-12 不同齡期各層 pH 值 ... 159

圖 4-13 滲透深度與鋼纖維體積取代率關係 ... 160

圖 4-14 貯鹽試驗 90 天各配比氯離子分佈情形 (式 ( 2-43)) ... 169

圖 4-18 不同齡期各配比之氯離子分佈情形比較 (式 ( 2-43)) ... 171

圖 4-19 不同齡期各配比之氯離子分佈情形比較 (式 ( 2-45)) ... 171

圖 4-20 鋼筋腐蝕電流量測結果 ... 173

圖 5-1 128 天鹽霧試驗和 128 天貯鹽試驗氯離子分佈 (式 ( 2-43)) .. 175

(20)

圖 5-3 比色法和氯離子分佈比較圖 ... 178

(21)

照片目錄

照片 2-1 圓柱破壞模式 [103] ... 14

照片 2-2 模擬孔隙水溶液試驗架設 [119] ... 66

照片 3-1 Dramix RC-80/30-BP 鋼纖維 ... 94

照片 3-2 搖篩機 ... 98

照片 3-3 大型搖篩機 ... 98

照片 3-4 Kett 紅外線水分計 ... 98

照片 3-5 大型單軸拌合試驗機 ... 98

照片 3-6 強制式雙軸拌合機 ... 98

照片 3-7 振動台 ... 98

照片 3-8 鹽霧室 ... 99

照片 3-9 端面研磨機 ... 99

照片 3-10 萬能材料試驗機 (100 噸 ) ... 99

照片 3-11 萬能材料試驗機 (30 噸 ) ... 99

照片 3-12 TDS 多功能資料擷取器 ... 99

照片 3-13 電阻式變位計 LVDT ... 99

照片 3-14 切割機 ... 100

照片 3-15 神奇粉碎機 ... 100

照片 3-16 Metrohm 809 電位滴定儀 ... 100

照片 3-17 Gecor8 鋼筋腐蝕量測儀裝備 ... 100

照片 3-18 坍流度試驗用器具 ... 104

照片 3-19 坍流度測試 ... 105

照片 3-20 圓柱試體紙製模具 ... 105

照片 3-21 抗彎試體鋼制模具 ... 105

(22)

照片 3-23 直接拉力試體模具 ... 106 照片 3-24 埋設用鋼絲網 ... 106 照片 3-25 鋼絲網埋設方式 ... 107 照片 3-26 貯鹽試體模具 ... 107 照片 3-27 以塑膠罐保護裸露鋼筋 ... 107 照片 3-28 螺旋狀試片 ... 108 照片 3-29 板狀試片 ... 108 照片 3-30 對照組試體 ... 110 照片 3-31 鹽霧室中試體架設 ... 111 照片 3-32 敲除腐蝕生成物之金屬試片 ... 112 照片 3-33 清洗完成之金屬試片 ... 112 照片 3-34 應變環 ... 113 照片 3-35 抗壓試驗試體架設 ... 113 照片 3-36 抗彎試體前置處理 ... 115 照片 3-37 抗彎試驗試體架設 ... 115 照片 3-38 直拉試驗應變架 ... 116 照片 3-39 直拉試驗試體架設 ... 117 照片 3-40 劈裂試驗試體架設 ... 117 照片 3-41 試體飽和處理方式 ... 119 照片 3-42 貯鹽試體包覆保鮮膜 ... 119 照片 3-43 覆蓋貯鹽試體 ... 120 照片 3-44 比色法之試體 ... 121 照片 3-45 過篩之樣本 ... 121 照片 3-46 開關式磁鐵 ... 122 照片 3-47 貯鹽試驗試體切割方式 ... 124

(23)

照片 3-48 試體切片 ... 124 照片 3-49 抽氣過濾設備 ... 124 照片 3-50 腐蝕電流量測架設方式 ... 126 照片 4-1 不同鋼纖維體積取代率之圓柱試體破壞及圓柱斷面照片 131 照片 4-2 鹽霧室中金屬試片腐蝕後及清洗後照片 ... 135 照片 4-3 鹽霧劣化處理後之圓柱試體腐蝕情形 ... 142 照片 4-4 經劣化處理過之鋼纖維圓柱抗壓試體破壞情形 ... 142 照片 4-5 鋼纖維試體表面的鋼纖維腐蝕情形 ... 147 照片 4-6 抗彎試驗破壞情形 ... 148 照片 4-7 直接拉力試體破壞照片和試體斷面照片 ... 153 照片 4-8 劈裂試體破壞照片 ... 156 照片 4-9 鋼纖維加熱後放置隔天的生鏽狀況 ... 163 照片 4-10 過濾液中離子經過氧化反應呈現透明澄清液 ... 163 照片 4-11 取樣出的鋼纖維未發生鏽蝕 ... 163

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第一章緒論

1.1 動機與目的

鋼筋混凝土（Reinforced Concrete, RC）是現今廣泛使用的建築結構。隨著人口增長及都市的快速發展，建築用地面積漸漸不足，傳統鋼筋混凝土結構系統已不敷現代的使用需求，所以近年在材料方面開始進行研發，跟進日本在 1988 年提出的 New RC Project，提高混凝土的抗壓強度及使用降伏強度達 685MPa 以上之高強度鋼筋。藉由使用上述高強度材料可以縮減構件斷面尺寸，使結構物輕量化並增加使用空間，亦可減少材料的用量，達到永續發展的目的。

然而高強度混凝土的脆性破壞行為卻是應用上的一大阻礙。在受力時，保護層有早期剝落的現象發生，當高強度混凝土受力達極限強度後，其強度會瞬間驟降，

並發生炸裂的脆性破壞行為，使結構在安全方面有了隱憂。除此之外，我國的耐震設計為了達到韌性需求，通常會配置緊密的鋼筋，導致施工不易，降低施工品質。

根據文獻指出，鋼纖維在混凝土開裂後可以在裂縫間繼續傳遞力量，並抑制裂縫的生長，因此添加適量的鋼纖維確實可以改善高強度混凝土的脆性破壞行為，及抑制保護層的剝落並提供良好的圍束效益，進而減少橫向鋼筋的使用量。添加鋼纖維可以提高混凝土的韌性行為及剪力強度，所以目前我國研究著重在將鋼纖維高強度混凝土應用於結構物中損傷容限較大的構件上，包括梁端塑鉸區、梁柱接頭、高軸力底柱等，而工程表現結果皆非常理想。

台灣四面環海且地處亞熱帶和熱帶地區，此種高溫潮濕又帶有鹽份及有害汙染物質的高腐蝕性環境，易使金屬材料發生鏽蝕，造成包含鋼筋混凝土或鋼構造結構物等建物的劣化及服務年限縮短等耐久性問題，因此同樣使用金屬材料的鋼纖維高強度混凝土也產生了關於鋼纖維鏽蝕後結構劣化的疑慮。另外，鋼筋混凝土的耐久性及抗腐蝕性，多半受孔隙的多寡及連通性影響，而添加鋼纖維後的高強度混凝土其漿體和鋼纖維間的界面層（Interfacial transition zone, ITZ）可能形成連通通

(25)

道，影響混凝土的孔隙結構，使外來汙染物更容易侵入並腐蝕內部的鋼筋。

因此本研究計畫於高強度混凝土中添加不同體積取代率之鋼纖維，一方面透過貯鹽試驗探討鋼纖維高強度混凝土的抗氯離子侵入能力，評估內部的孔隙結構變化；另一方面透過鹽霧室循環系統模擬長時間暴露於鹽害的溫濕變化環境，劣化處理實驗試體，並搭配力學試驗了解劣化處理之試體的力學行為，以驗證鋼纖維高強度混凝土之耐久性。

(26)

1.2 研究範圍與內容

於高強度鋼筋混凝土中添加鋼纖維可以改善高強度混凝土的脆性破壞行為，

抑制保護層提早剝落，並提供良好的圍束效益及更好的剪力強度，又可以紓解緊密鋼筋造成的施工困難性，但鋼纖維對高強度混凝土的耐久性影響並無過多的探討。

本研究透過在高強度混凝土中添加不同體積取代率之鋼纖維，探討添加鋼纖維對高強度混凝土的耐久性影響。研究主要分成兩個部分，鹽霧加速劣化試驗及貯鹽試驗，詳細內容如下：

(1) 使用鹽霧室循環系統加速劣化處理混凝土試體。

(2) 利用力學試驗（抗壓、抗彎、直接拉力及劈裂試驗）比較有無經過劣化處理之試體的力學行為差異，以探討鋼纖維高強度混凝土使用多年後之力學表現。

(3) 利用貯鹽試驗探討鋼纖維高強度混凝土的抗氯離子滲入能力，評估內部孔隙結構。同時，搭配量測內置鋼筋腐蝕的情況，了解添加鋼纖維對鋼筋的影響。

(27)

1.3 研究流程

本研究之整體計畫流程，如圖 1-1 所示。其中，鹽霧加速劣化試驗及貯鹽試驗之詳細流程會在實驗計劃中說明。

結果分析與討論研究動機與目的

相關文獻回顧

結論與建議實驗規劃

試體製作與養護

貯鹽試驗鹽霧加速

劣化試驗

力學性質試驗

圖 1-1 研究流程圖

(28)

第二章文獻回顧

2.1 高強度鋼筋混凝土介紹

鋼筋混凝土結構是目前台灣普遍使用之營建材料，而高強度鋼筋混凝土的應用已為現今之趨勢，可以在需求載重下設計比普通強度鋼筋混凝土更小的結構構件斷面，不僅減輕了結構自重，又增加了建物內部的使用空間，另外也可以節省材料的用量，不只符合經濟效益，又可提升環境的永續發展。

2.1.1 高強度混凝土

美國混凝土協會 ACI（ACI 363-83）定義圓柱試體抗壓強度大於 42MPa

（420kgf/cm²）之混凝土為高強度混凝土（High strength concrete, HSC），而 Michihiko 和 Hitoshi (2001)認為提升膠結料強度、使用高強度粒料、提升粒料與膠結料間的鍵結強度三種方式可以得到高強度混凝土，因此為了達到目標強度，水灰比通常介於 0.2~0.45，產生坍流度小、工作性不佳等使用上的限制，因此為了維持良好的工作性及耐久性，在減少拌和水量的同時會添加適量強塑劑及卜作嵐材料改善混凝土的緻密性及工作性。

高強度混凝土之水灰比甚低，能減少因拌和水過多造成之孔隙，再使用爐石、

矽灰等卜作嵐材料取代部分水泥，透過其材料粒徑小及卜作嵐反應會將 Ca(OH)2轉換成穩定的 C-S-H 膠體，不只可以填充孔隙，更可以改善粒料與水泥漿的界面以增加鍵結強度及緻密性，減少水泥用量後也降低水化熱造成混凝土產生裂縫之機率及乾縮量，提升了混凝土的耐久性。

高強度混凝土擁有較高之強度和勁度，但因為膠結料強度的提升，甚至高過於粒料本身的強度，使破壞不再沿著原本存在於粒料和膠結料間的弱面開裂（如圖 2-1(a)），而是直接貫穿粒料（如圖 2-1(b)），使混凝土在達極限強度後產生瞬間破壞、強度驟降（見圖 2-2），表現出高強度混凝土的脆性破壞行為，造成安全上的疑慮。

(29)

脆性破壞行為在混凝土受壓時反應最明顯，Mendis 和 Panagopoulosn (2000)[81]

認為透過適當的橫向鋼筋配置，可以避免主筋挫曲、橫向鋼筋斷裂並提供足夠的圍束，使高強度混凝土柱能有良好的韌性行為發展並應用於結構物上。

(a) 普通強度混凝土 (b) 高強度混凝土圖 2-1 混凝土開裂路徑圖

圖 2-2 混凝土應力應變曲線圖 [81]

(30)

2.1.2 高強度鋼筋

高強度鋼筋有較高之降伏強度及極限應力，當鋼筋之彈性模數幾乎相同時（預力鋼筋除外），所得到之降伏應變也較大，而從不同強度鋼筋的應力應變曲線圖可以發現（見圖 2-3），強度越高之鋼筋，其降伏平台愈短，而極限應變越小。於主筋使用高強度鋼筋，因降伏應力的增加，在斷面尺寸相同的情況下，彎曲極限強度可因此提升，使結構可以承受更大之載重。

Stress, MPa

Strain, %

1000

500

0 10 20 30

SD 785 SD 685

SD 420

SD 280

`

圖 2-3 不同強度鋼筋之應力應變曲線 [117]

2.2 鋼纖維混凝土力學性質

由上一節了解高強度混凝土為一種脆性材料，也知道透過鋼筋的配置可以改善高強度混凝土脆性破壞的缺點。另外，有許多研究顯示，添加適量的鋼纖維可以藉由隨機分布的鋼纖維在裂縫間發揮橋接效應，阻止混凝土裂縫的生長，使混凝土的破壞模式從脆性行為轉變成韌性行為。進一步的研究更顯示，應用鋼纖維混凝土可以適量取代傳統剪力鋼筋，在施工上減少橫向鋼筋用量以降低施工困難性。因此，

鋼纖維混凝土的應用是一個趨勢。

(31)

2.2.1 鋼纖維添加至混凝土的基本力學影響

Fanella 和 Naaman (1985)主要研究纖維對砂漿抗壓試驗的影響。其中，有關鋼纖維的實驗配比是在不同強度（49.7 MPa、58.6 MPa 和 68.3 MPa）的砂漿中添加不同長徑比（47、83、100）的平滑型鋼纖維，並改變體積取代率（1%、2%、3%）

進行探討。結果顯示，使用鋼纖維相較於其他種類纖維在抗壓強度部分有 15%左右的提升（見圖 2-4）。纖維體積取代率對於極限強度並無顯著影響，但對於韌性部分卻有顯著的幫助，從圖 2-5 可以發現，體積取代率愈高則極限值後之曲線下降幅度愈平緩，吸收之能量越多。除了體積取代率外，鋼纖維長徑比越大，韌性也有顯著的提升（見圖 2-6）。綜上所述，學者將影響韌性的鋼纖維長徑比（l/φ）與體積取代率(Vf)兩個參數之乘積定義為圍束指數（Reinforcing index, RI），並由正規化之應力應變曲線圖（見圖 2-7）可以看到，圍束指數越大，其極限值後之曲線下面積也增加，有較優異的韌性表現，然而圍束指數過高，會因為鋼纖維的分布不均造成韌性的損失。從圖 2-8 亦可發現，當體積取代率超過 2%後，韌性指數會因為拌和不易，增加砂漿的孔隙，導致韌性指數下降。

圖 2-4 不同種類纖維之應力應變曲線（體積取代率 1%） [51]

(32)

圖 2-5 不同鋼纖維體積取代率之應力應變曲線圖 [51]

圖 2-6 不同長徑比之應力應變曲線圖 [51]

圖 2-7 圍束指數（RI）對正規化之極限應力後段曲線 [51]

(33)

圖 2-8 韌性指數對體積取代率的關係 [51]

Hsu et al. (1994)在高強度鋼筋混凝土圓柱試體中（約 80MPa 以上）添加長徑比 60 的端鉤型鋼纖維，並改變鋼纖維體積取代率（0.5%、0.75%及 1%），研究單軸抗壓試驗的應力應變行為。結果顯示（見圖 2-9），鋼纖維的體積取代率並不會顯著影響抗壓強度，但達極限強度值後的曲線，會因為體積取代率的提升而更加飽滿，提高了混凝土的韌性。另外，文獻也將應變達 0.012 之曲線下面積的比值定義為韌性指數（Toughness index, TI），並由迴歸發現圍束指數與韌性指數有一線性關係（見圖 2-10）。

(34)

圖 2-10 韌性指數對圍束指數之關係圖 [61]

Song 和 Hwang (2004)研究端鉤型鋼纖維的體積取代率（0.5%、1%、1.5%、2%）

對高強度混凝土（85MPa 以上）的力學性質影響。結果顯示（見表 2-1），抗壓強度在體積取代率為 1.5%時達 15.3%的最大提升量，但取代率為 2%時僅有 12.9%的提升，顯示鋼纖維對極限強度僅有小幅度的影響。劈裂張力強度和破裂模數則在添加鋼纖維後都有大幅度的提升。劈裂張力強度在體積取代率 0.5%時已提升了 19%，

當取代率為 2%時，強度更有 98.3%的大幅提升；破裂模數亦有相同趨勢，從體積取代率 0.5%時有 28%的增加，到體積取代率達 2%更有 127%的強度提升。

表 2-1 HSFRC 和 HSC 的力學結果和強度增加效益 [102]

Fiber volume fraction

(%)

Compressive strength Splitting tensile strength Modulus of rupture Measured

(MPa)

Strength- effectiveness

(%)

Measured (MPa)

(%)

Measured (MPa)

(%)

0 (HSC) 85 _ 5.8 _ 6.4 _

0.5 91 7.1 6.9 19.0 8.2 28.1 1.0 95 11.8 8.7 50.0 10.1 57.8 1.5 98 15.3 10.8 86.2 12.3 92.2 2.0 96 12.9 11.5 98.3 14.5 126.6

HSFRC strength HSC strength 100%

Strength effectiveness

HSC strength

   

(35)

Ou et al.(2011)使用不同長徑比（50、60、70、100）的端鉤型鋼纖維，搭配不同的體積取代率進行混凝土抗壓試驗，探討圍束指數對力學表現的影響。結果顯示，

彈性模數和極限強度皆和圍束指數無明顯關係，原因為彈性模數是由試體開裂前的應力應變曲線求得，而鋼纖維在試體開裂後才會產生明顯的橋接效應，因此對彈性模數的影響並不大。韌性則隨著圍束指標的增加而有所提升，然而當長徑比為 50 的圍束指數超過 1，以及長徑比為 60 和 70 的圍束指數超過 1.3 左右時，韌性的提升幅度減緩，顯示當鋼纖維體積取代率超過 2%後，對材料的韌性不再有幫助（見圖 2-11）。

圖 2-11 韌性指數與圍束指數的關係 [93]

Sugano et al.(2007)[103]在超高強度混凝土中添加不同體積取代率（0%、2%、

3%）的直線型鋼纖維，進行圓柱抗壓試驗、抗彎試驗及柱子之反覆測推試驗的探討。於抗壓試驗中發現，鋼纖維的添加並不影響極限強度，而因試體強度過高，在極限強度後都有一小段陡降（見圖 2-12），但是破壞模式仍由無添加鋼纖維的脆性炸裂轉變為韌性行為，並發展出對角滑移或垂直劈裂之裂縫（見照片 2-1）。在抗彎試驗發現，添加 2%和 3%鋼纖維之試體在初裂後強度仍有所提升，並發展出良好的韌性行為（見圖 2-13）。在柱子於低軸力比（0.3）下之雙曲率反覆側推試驗中，

發現添加鋼纖維之試體抵抗側位移的強度有所提升，且極限值後的曲線也較為飽滿，有更好的韌性，表示鋼纖維的添加可以增加試體的剪力強度（見圖 2-14）。

(36)

圖 2-12 鋼纖維高強度混凝土圓柱應力應變曲線 [103]

圖 2-13 抗彎試驗彎矩撓曲圖 [103]

圖 2-14 柱子於低軸力下之反覆側推行為 [103]

(37)

照片 2-1 圓柱破壞模式 [103]

Wafa 和 Ashour (1992)透過 504 顆高強度鋼纖維混凝土的試體結果，探討不同體積取代率之端鉤形鋼纖維（長徑比為 75）對力學性質的影響。結果顯示，鋼纖維體積取代率增加，極限強度最大僅有 4.6%的提升（見表 2-2），表示鋼纖維的添加對極限強度沒有影響，但可以減緩極限強度後之曲線下滑（見圖 2-15）。從抗彎試驗中，發現鋼纖維的體積取代率明顯影響混凝土的抗彎強度與韌性，當體積取代率從 0%到 1.5%，尺寸為 150 x 150 x 530 mm 和 100 x 100 x 350 mm 之抗彎試體之破裂模數（Modulus of rupture）分別增加了 67%和 81.7%（見表 2-2），而韌性指數也說明當鋼纖維體積取代率達 1.5%時，韌性指數 I5、I10、I30分別提升為 3.8、14.8 和 18.7（見表 2-3）。劈裂張力強度也隨體積取代率上升而增加，相較於無添加鋼纖維之高強度混凝土，體積取代率在 1.25%的情況下劈裂張力強度增加了 159.8%

（見表 2-2）。

(38)

表 2-2 高強度鋼纖維混凝土力學性質（MPa） [108]

Vf (%) f’c fr (150) fr (100) f’sp 0.0 93.49 9.98 10.36 6.45 0.25 95.10 11.42 10.89 8.10 0.50 97.32 11.42 13.25 8.38 0.75 96.47 12.98 14.10 8.81 1.00 97.14 14.79 15.55 10.31 1.25 93.86 13.89 17.29 10.47 1.5 97.83 16.67 18.82 10.04

表 2-3 抗彎試驗韌性指數 [108]

Vf (%)

Toughness index

I5 I10 I30

0.0 1.0 1.0 1.0

0.5 3.4 4.8 8.4

1.0 3.2 7.3 14.8

1.5 3.8 14.8 18.7

Bencardino et al. (2008)於高強度混凝土中（65MPa）添加不同體積取代率（1%、

1.6%、3%）之端鉤形鋼纖維。結果顯示，體積取代率的增加，使極限應力後之曲線陡降段更不明顯，有更好的韌性發展（見圖 2-16），但因為使用較多的鋼纖維，

造成鋼纖維混凝土的澆置不易及鋼纖維的分佈不均，最後降低混凝土試體的品質，

抗壓強度不如預期。

圖 2-16 不同鋼纖維體積取代率之圓柱抗壓應力應變曲線圖 [22]

(39)

Thomas et al.(2007)於不同強度混凝土（35、65 和 85 MPa）中添加不同體積取代率（0%、0.5%、1%和 1.5%）之端鉤形鋼纖維做力學性質探討，其中使用之鋼纖維長徑比固定為 55，故文獻中直接以圍束指數表示體積取代率。另外，尚未有規範明確規定混凝土的直拉試驗標準，因此利用劈裂試驗及抗彎試驗的結果代表試體拉力方面的性質。結果顯示，添加鋼纖維之抗壓強度提升不到 10%，然而劈裂張力強度和破裂模數皆有 40%左右的提升。

2.2.2 韌性評估方式

韌性是用來評估材料在變形過程中吸收能量多寡之指標，通常由材料的應力應變（或力與變位）曲線下之面積來表示，當曲線下面積越大，表示單位材料吸收的能量較多，韌性較佳。而為了消除各材料間不同強度造成的差異，除了計算同一應變量下之曲線面積外，也將計算出之面積與一基準面積之比值做為參考指標。

首先介紹數種評估混凝土進行抗壓試驗後的韌性指標：

韌性指數（Toughness index, TI）

Fanella 和 Naaman(1985)、Hsu et al.(1994)等學者將固定應變量(ex：0.012)下之鋼纖維混凝土曲線下面積對無鋼纖維混凝土曲線下面積之比值定為韌性指數。

延展性指數(Ductility Index) (郭耀仁,2012)

當試體抗壓行為已發展至非線性行為後，即可透過以下指標來評估。

 I5

如圖 2-17 所示，降伏應變量(εu)定義為原點與 75%極限應力(σu)之連線向上延伸，與極限應力水平線相交之交點所對應之應變量。

I5為 3 倍降伏應變量之曲線下面積，與降伏應變量曲線下面積之比值，表示如下：

5

( )

I = ( )

Area OACD

Area OAB ^{( 2-1)}

(40)

 I10

I10為 5.5 倍降伏應變量之曲線下面積，與降伏應變量曲線下面積之比值，（見圖 2-17），表示如下：

10

( )

I = ( )

Area OAEF

Area OAB ^{( 2-2)}

若材料為完美彈塑性（Elastic-Perfectly Plastic）材料，則 I5值為 5，I10值為 10；

反之，若材料為完美彈脆性（Elastic-Perfectly Brittle）材料，則 I5和 I10值皆為 1。

韌性比（Toughness ratio, TR）

根據 ACI Code (Building Code 1989)提出之混凝土降伏應變量為 0.003，Fanella 和 Naaman (1985)首次採用 5 倍降伏應變量，也就是應變量約 0.015 當做韌性計算的參考基準值。Ezeldin 和 Perumalsamy (1992)則提出混凝土抗壓試驗應變量達 0.015 之曲線下面積與剛塑性材料（Rigid plastic material）之面積（即最大抗壓強度水平線下的矩形面積）之比值為韌性比（見圖 2-17），表示如下：

( )

0.015

u

Area OAGH

TR^   ^{( 2-3)}

韌性比介於 0～1 間，TR 值越大表示材料韌性越好。而於本研究中，主要以韌性比評估試體抗壓的韌性行為。

受壓力下單位體積材料吸能

Aslani 和 Nejade (2013)採用不同的鋼纖維體積取代率，探討鋼纖維在不同齡期下(3 天、7 天、14 天、28 天、56 天、91 天)的消能情形，認為當應變量達 0.05 時之殘餘應力已極小，故定義應變量 0.05 前的曲線下面積為單位體積所吸收的能量

（Gc, in MPa），並以下式表示：

0.05

0 u

Gc d



 





^{( 2-4)}

(41)

但混凝土的吸能多寡並無法完全代表材料韌性，僅能當作參考指標之一。

接著介紹評估混凝土抗彎試驗的韌性指標。根據 ASTM C1018 規範，於抗彎撓曲試驗中求得之載重與中點變位曲線，可以計算試體韌性指數。

I5

如圖 2-18 所示，首先由曲線中找到初裂變位值 δ。

I5為 3 倍初裂變位值之曲線下面積，與初裂變位值曲線下面積之比值，表示如下：

5

( ' )

I = ( ' )

Area O ACD

Area O AB ^{( 2-5)}

I10

I10為 5.5 倍初裂變位值之曲線下面積，與初裂變位值曲線下面積之比值，並以下式表示：

10

( ' )

I = ( ' )

Area O AEF

Area O AB ^{( 2-6)}

0.015

O ε

σu

εu 3εu 5.5εu

A 0.75σ_u

B C

E

D F

G

H σ

0

圖 2-17 材料應力應變曲線示意圖 [132]

(42)

圖 2-18 抗彎撓曲試驗力與中點位移圖 (ASTM C1018)

2.2.3 端鉤型鋼纖維拉拔機制

高強度混凝土在抗壓與張力試驗都呈現極為脆性的破壞行為，許多文獻指出添加鋼纖維於高強度混凝土中確實可以有效增加抗壓試體的韌性，並且於拉力試驗中觀察到混凝土產生應力硬變的行為，原因是鋼纖維與漿體間的握裹力（Bond shear strength, τb）使鋼纖維於混凝土開裂後不易被拉拔出來，並產生橋接效應於裂縫間繼續傳遞力量，抑制裂縫的延伸和生長並轉而他處產生多重裂縫的結果。其中，

鋼纖維與漿體間的握裹力會受到鋼纖維的種類、尺寸、埋入角度和混凝土漿體強度等因素影響。

端鉤型鋼纖維於現今已被廣為使用，而將此類型的鋼纖維從混凝土中拉拔出來的拉拔消能機制主要分成兩個部分，第一部分是鋼纖維與漿體間的握裹力

（Bonding force）及摩擦力（Friction force），第二部分則是鋼纖維於拉拔過程中，

端鉤處塑性變形之應變能。為了使鋼纖維於拉拔過程中沒有斷裂情形發生，大多會使用高拉力強度之鋼纖維使鋼纖維的拉拔強度能完全發展。

端鉤型鋼纖維的拉拔力與滑移位移曲線如圖 2-19 所示，拉拔機制的發生過程可以細分成五個階段，如下所述：

0 → Δa

此時曲線呈線性。鋼纖維和漿體間並未產生相對滑動，其拉拔力來自於鋼纖維

(43)

與漿體間的握裹力，對應的情形如圖 2-20(a)所示。當滑移位移到達 Δa 時，鋼纖維開始滑脫。

Δa → Δb

此時曲線呈現非線性。鋼纖維的拉拔力來自於鋼纖維於轉折點 1 和 2 產生塑性變形之應變能（見圖 2-20(b)），當滑移位移達 Δb 時產生最大拉拔力。

Δb → Δc

此階段因為鋼纖維脫離轉折點 1（如圖 2-20(c)）而缺少部分塑性變形，造成拉拔力驟降，但因於轉折點 2 仍有塑性變形的發展，故鋼纖維的拉拔力會再度微幅攀升，產生第二尖峰值。

Δc → Δd

此階段鋼纖維已被拉拔成為直線狀，完全脫離轉折點 2（如圖 2-20(d)），因此拉拔力再度驟降。

Δd → Δe

此階段之拉拔力僅來自鋼纖維與漿體間的摩擦力，隨著鋼纖維逐漸被拉拔出來，接觸面積減少，拉拔力逐漸下降，直至整個鋼纖維被完全拔出時，拉拔力為零。

Slip

Pullout load

ΔaΔb Δd

0 Δc Δe

圖 2-19 端鉤型鋼纖維拉拔力與滑移位移曲線 [132]

(44)

1 2

(a)

1 2

(b)

1 2

(c)

1 2

(d)

圖 2-20 端鉤型鋼纖維端鉤處拉拔過程變形示意圖 [132]

2.2.4 端鉤型鋼纖維拉拔能量預測模型

端鉤型鋼纖維的幾何形狀相較於直線型鋼纖維多出了 lh1和 lh2的端鉤部分（如圖 2-21 所示），而由 2.2.3 小節知道端鉤形鋼纖維的拉拔力，可以分成直線段時的鋼纖維與漿體間之摩擦力和握裹力，及端鉤段塑性變形產生之塑性應變能。為了了解鋼纖維在拉拔過程中所消耗的能量，Xu et al.(2010)將端鉤型鋼纖維受拉拔的端鉤段消能過程進一步細分為下列三個階段：

鋼纖維之端鉤段 lh1和 lh2通過 C1與 C2產生幾何之彈塑性變形，如圖 2-20(a)~(c)。

鋼纖維完全脫離 C1後，只有端鉤段 lh1持續通過 C2產生幾何之彈塑性變形，

如圖 2-20(c)~(d)。

鋼纖維脫離轉折處完全變直，僅剩類似於直線形鋼纖維拉拔產生之摩擦力，

如圖 2-20(d)。

最後，將上述端鉤段通過轉折點之塑性變形應變能，及鋼纖維與漿體間之握裹力及摩擦力產生的能量進行疊加，即可計算得到端鉤型鋼纖維的總拉拔能量。

 握裹強度

Xu et al.(2011)中提到，Neville (1996)指出鋼纖維與混凝土漿體間之握裹強度 τf和混凝土張力強度有關，因此採用 Oluokun (1991)提出之迴歸預測公式如下：

(45)

 

^0.69

0.214 '

f ft f c

   ( 2-7)

式中，𝑓_𝑐^′為混凝土抗壓強度。

 摩擦力提供之拉拔能

首先說明直線段產生之摩擦力（見圖 2-22）。根據 Li (1990)提出的直線性鋼纖維拉拔力理論，假設直線型鋼纖維與漿體間的摩擦力（Frictional Interfacial Stress, τf）為定值，Xu et al.(2010)將直線型鋼纖維拉拔力與位移的關係整理為下式：



^,



f f



e



⁰ e

P   k d l    l ( 2-8) 式中，P 為拉拔力，δ 為鋼纖維滑移長度，β 為鋼纖維與受力方向夾角，k 為制動參數（snubbing factor），π 為圓周率，τf為鋼纖維與混凝土漿體間摩擦力，df為鋼纖維直徑，le為鋼纖維埋入長度。

其中，制動參數 k 受到鋼纖維的種類及受力方向影響，藉此係數調整所需之拉拔力，計算方式如下：

2 2

k 2 1

4

f

ef e

f

   

      ( 2-9) 式中，f 為制動係數（Snubbing coefficient），鋼纖維與漿體間的 f 值介於 0~1.0。

另外，亦要考量鋼纖維彎鉤處的庫倫摩擦力（Coulomb friction）。根據 Alwan 和 Namman (1999)提出的摩擦滑輪模型（見圖 2-23），式( 2-8)需乘一校正係數 c0，如下所示：



,



0 _f _f



_e



0 _e

P   c k d l    l ( 2-10) 在拉拔初始階段，即δ= 0 時，𝑐₀表示如下：

max- 0

f f f e

c P

 d l

 ( 2-11)

式中，Pmax-f為鋼纖維的最大摩擦拉拔力，參照式( 2-14)。

由圖 2-23 說明，端鉤型鋼纖維有兩處彎鉤 R1及 R2，其庫倫摩擦力 Ff1與 Ff2

(46)

分別如下式所示：

 

2

1

cos 6 cos 1 cos

y f

f

F  r 

  

  ( 2-12)

 

2

2 2

cos 3 cos 6 cos 1 cos

y f

f

F  r   

  

 

 ^{( 2-13)}

式中，μ 為庫倫摩擦係數（Coulomb Friction Coefficient），rf為鋼纖維半徑，σy

為鋼纖維降伏強度，φ=(π-α)/2。

將上述之初始階段的表面摩擦力 Pδ=0，加上彎鉤處的庫倫摩擦力 Ff1和 Ff2，即可求得鋼纖維之最大摩擦拉拔力（Maximum frictional pullout force, Pmax-f)，如下所示：

 

1 2 0

2

cos 2 cos 3cos 1 cos

max f f f

y f

f

f f e

max

P F

P

F P

r d l



    

   



  





 



( 2-14)

最後，將摩擦力對滑移位移進行積分，即可得到端鉤型鋼纖維因摩擦力產生的拉拔能量，如下：

 

   

 

0

0 0

2

, , ,

1 ,

, 2

,

f e

f f f e

max f e e

f e e

e

g l Pd

c k

g l d l d

kP l l

g l l



  

  

 

  

 ^ 



 

 

    



^{( 2-15)}

 塑性變形提供之拉拔能

討論完摩擦力造成之拉拔能後，要進一步了解鋼纖維彎鉤處的塑性變形能。

Dong 和 Li (2004)把端鉤處視為梁，並做以下兩個假設：

鋼纖維為完美彈塑性材料（Elastic-Perfrctly Plastic）材料。

圖 2-23 中的兩轉折處 R1和 R2曲率半徑為定值。

接著，將端鉤型鋼纖維的拉拔過程，以彎矩(moment, M)和曲率(curvature, 1/ρ)

(47)

關係分成三個階段說明：

彈性段(Elastic Stage)

4

f f

M E r

  ( 2-16)

式中，Ef為鋼纖維的楊氏模數，rf為鋼纖維半徑。

彈塑性段(Elastic-Plastic Stage)

圖 2-24 為鋼纖維在彈塑性階段的應力分布情形，此時彎矩分成彈性彎矩 Me

與塑性彎矩 Mp，如下式所示：

3

3 1 (4

4 8 32

) ( )

3

e e e

e p y f

e

sin cos

M M M r

sin

  

 

   

        ( 2-17)

式中， _e sin^-1 ^y

f f

E r

  ^  ^^。

塑性段(Plastic Stage)

4 3

3 ^{y f}

M   r ( 2-18)

由式( 2-16)到式( 2-18)對鋼纖維拉拔過程中的微小滑動位移 dx 積分，即可求得通過彎鉤處 R1和 R2時產生之塑性應變能，為圖 2-25 斜線部分之面積，可表示成：



1 2



1

pi i i

de Md dx A A dx



  

    





  ^{( 2-19)}

式中，下標 i 為 1 和 2，分別代表轉折處 R1與 R2（如圖 2-23 所示）。

由式( 2-19)可知，鋼纖維單位長度通過轉折處 R1與 R2時，所產生的塑性變形能分別為 ep1和 ep2，表示如下：

1 11 12

ep A A ( 2-20)

2 21 22

ep A A ( 2-21) 依照式( 2-20)及式( 2-21)，端鉤型鋼纖維拉拔過程各階段累積之塑性變形能 Ep

(48)

Step1 鋼纖維正在同時經歷轉折處 R1及 R2所產生的塑性變形能量，以下式表示：

   

1 1 2 , 0 1

p p p h

E   e e    l ( 2-22) 其中，lh1為鋼纖維端部至第一個轉折點（R1）的長度。

Step2 鋼纖維已脫離轉折處 R1，lh2正在經歷轉折處 R2所產生的塑性變形能量，以下式表示：

 

2 1 1 2 , 1 1 2

p p h p h h h

E  e l e  l    l l ( 2-23) 其中，lh2為鋼纖維第一個轉折點（R1）至第二個轉折點（R2）間的長度。

Step3 由圖 2-26 可以發現累積之塑性變形能不再增加，並以下式表示：

   

3 1 2 1 2 2 , 1 2

p p p h p h h h e

E   e e l e l l l   l ( 2-24) 其中，le為鋼纖維埋置長度。

 總拉拔能

將前述推導的摩擦力產生之拉拔能，和端鉤處塑性變形產生之拉拔能疊加，即可求得端鉤型鋼纖維在拉拔過程中消耗之總拉拔能(Total Fiber Pullout Energy, gt)，

如下式：



^{, ,}

 

^{, ,}

  

t e f e pj

g l   g l   E  ( 2-25) 式中，Epj的下標 j=1~3，根據塑性應變能的分段，表示第 j 個拉拔階段。將 j=3 代入，即可得到鋼纖維完全拉拔出漿體之拉拔能，如下所示：



,

  

3

t e f e p

g l  g l  E ( 2-26)

(49)

α l_h1

lh2

Curvature 1, C₁ Curvature 2, C₂

圖 2-21 端鉤型鋼纖維幾何形狀示意圖 [111]

Frictional straight part representing hook

Friction around

P2

Frictionless around

β P

β P1

圖 2-22 端鉤型鋼纖維能量疊加原理 [111]

Ff1

Ff2

R1

R2

T1

φ φ

α

圖 2-23 端鉤型鋼纖維彎鉤處滑輪摩擦模型 [4]

(50)

Plastic section

Elastic section rf

θ_e

圖 2-24 鋼纖維在彈塑性段的應力分布 [111]

Ai1

Ai2

-My

My

M

1/ρfe

1/ρy

1/ρ

圖 2-25 鋼纖維通過轉折點時的彎矩與曲率關係 [111]

Ep

Stage 1 Stage 2 Stage 3

0 lh1 lh1+lh2 le δ

m3=0

圖 2-26 鋼纖維拉拔過程中累積塑性變形能與位移關係圖 [111]

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

國立臺灣大學工學院土木工程學系 碩士論文

Department of Civil Engineering College of Engineering

National Taiwan University Master Thesis

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗 探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

Study of the Durability of High Strength Concrete with Steel Fiber by Ponding Test and Salt Spray Test

何郁姍 Yu-Shan Ho

指導教授：廖文正 博士 Advisor：Wen-Cheng Liao, Ph.D.

中華民國 105 年 8 月

國立臺灣大學碩士學位論文

口試委員會審定書

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗 探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

Study of the Durability of High Strength Concrete with Steel Fiber by Ponding Test and Salt Spray Test

本論文係何郁姍君（R03521210）在國立臺灣大學土木工程學系碩 士班完成之碩士學位論文，於民國 105 年 07 月 20 日承下列考試委員 審查通過及口試及格，特此證明

口試委員：

誌謝

中文摘要

ABSTRACT

目錄

表目錄

圖目錄

照片目錄

第一章 緒論

1.1 動機與目的

1.2 研究範圍與內容

1.3 研究流程

第二章 文獻回顧

2.1 高強度鋼筋混凝土介紹

2.1.1 高強度混凝土

2.1.2 高強度鋼筋

Stress, MPa

Strain, %

2.2 鋼纖維混凝土力學性質

2.2.1 鋼纖維添加至混凝土的基本力學影響

2.2.2 韌性評估方式



2.2.3 端鉤型鋼纖維拉拔機制

1 2

1 2

1 2

1 2

2.2.4 端鉤型鋼纖維拉拔能量預測模型

 

















 

 

 

 

 

 

   

 











   

 

   



 

  



  

國立臺灣大學工學院土木工程學系碩士論文

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

指導教授：廖文正博士 Advisor：Wen-Cheng Liao, Ph.D.

藉由貯鹽試驗及鹽霧加速劣化試驗探討高強度混凝土添加鋼纖維之耐久性

本論文係何郁姍君（R03521210）在國立臺灣大學土木工程學系碩士班完成之碩士學位論文，於民國 105 年 07 月 20 日承下列考試委員審查通過及口試及格，特此證明

第一章緒論

第二章文獻回顧