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1 國立中興大學土木工程學系 博士學位論文 臨海養護環境對於高爐混凝土與一般混凝土 性質影響研究 Effect of curing environments on properties of blast furnace slag cement concretes and ordinary Portland cement concretes 指導教授 陳豪吉 How-Ji Chen 研 究 生 黃紹翔 Shao-Shiang Huang 中華民國 101 年 8 月

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3 摘要 由於預期高爐混凝土(HBFC,high blast furnace slag cement 混凝土 特性上的優點 2008年開始發包興建的臺灣大鵬灣景觀大橋工程橋梁上 部結構 墩柱及基礎 採用HBFC混凝土 以保護避免氯離子滲入結構物 本研究配合工程進度同步進行HBFC混凝土的強度發展與耐久性研究 由實際使用的觀點 HBFC混凝土於建造現場環境下的工程性質屬未知且 不為工程界了解 本研究進行混凝土於海域環境力學與物理性質影響的 實務研究以完全了解其特性 並利於預測其生命周期內的行為 試驗變 數包含水膠比 養護環境及養護齡期 比較這些變數對於相同設計強度 的一般波特蘭(OPC,the conventional ordinary Portland cement)混凝土強 度 微結構和氯離子滲入性質的影響結果 以評估HBFC混凝土性質表現 差異 大鵬橋主橋工程於2011年2月完工 由提供無高度限制進入大鵬 灣的單邊開啟鋼橋和斜張橋組成 斜張橋橋塔高72.9M 主橋跨155M 邊跨55M 本研究配合位於台灣南部濱海斜張橋工程進行 探討浸泡海水池 與工址現場大氣環境下高爐混凝土(HBFC)及一般波特蘭(OPC)混凝土的 力學 孔隙與耐久性關係 進行4, 7, 28, 90, 180及360天齡期抗壓強 度及劈裂強度 28, 90, 180及360天齡期孔隙率 90, 180及360天齡期 氯離子滲入量 28, 90, 180及360天微硬度試驗 360天中性化試驗 高爐水泥係使用45%高爐粉為水泥替代量 試驗變數包括水泥種類 總 膠結量( kg/m3) 水膠比 0.33,0.34,0.36 及養護暴露環境 試驗結果顯示 試體浸泡海水池時HBFC之氯離子穿透量明顯低於OPC 浸泡海水對於高爐混凝土抗壓強度劣化影響明顯高於一般波特蘭混凝 土 試驗結果明顯指出力學性質受水泥類型及養護環境影響 低水膠比 之高爐混凝土於浸泡海水情形具良好抗氯離子侵入性質 關鍵詞 高爐混凝土 混凝土耐久性 氯離子 微硬度 劈裂強度 孔 隙率 -I-

4 Abstract Anticipating potential advantages of using HBFC(high blast furnace slag cement) concrete, in 2008 Taiwan s Dapeng Bay Bridge is a specified structural concrete for bridge upstructures, piers and abutments for protection against chloride attack. The author endorsed a proposal to carry out a research study concerning the strength development and durability of HBFC concrete. From the practical standpoint, the implications of HBFC s mechanical interactions with the construction site environment are unknown and not well understood. An empirical study accentuating the physical interactions of concrete in the marine environment is necessary to fully understand as well as predicting its behavior over time. The experimental variables included water-to-binder ratio, curing environment, and curing duration. The impact of these variables towards the strength, microstructure, and chloride intrusion resistance are compared to OPC concrete with the identical compressive strength to evaluate its performance nonconformities. Based on the previously conducted research, the concrete mixes for the HBFC concrete have been successfully implemented to the Pen-Bay Bridge, which was completed in February of The Pen-Bay Bridge consists of cable-stayed design with a partial drawbridge allowing unrestricted maritime access to Dapeng bay. The bridge consists of an 72.9 m high single pylon, a main span of 155 m, and a side span of 55 m. This study is incorporated with the cable-stayed bridge construction in southern Taiwan coast, is to relate the mechanical, porosity and durability properties of the high blast furnace slag cement (HBFC) concrete and the conventional ordinary Portland cement (OPC) concrete based on submerged of specimens in a sea water tank and natural exposure in the marine atmosphere zone near the construction area. Compressive strength and splitting strength at 4, 7, 28, 90, 180and 360 days, the porosity ratio at 28, 90, 180 and 360 days and the chloride penetration into concrete at 90, 180and 360 days, the microhardness at 28, 90, 180 and 360 days, the neutralization at 360 day were investigated. The high blast furnace slag cement (HBFC) used ground granulated blast furnace slag (GGBFS) as cement replacement for 45%. The variables considered include cement type, total binder content ( kg/m3), water/binder (W/B) ratio - II -

5 (0.33,0.34,0.36) and exposure environment. The amount of GGBFS as cement replacement yielded lower compressive strengths in the early age. The results show that chlorides accumulated into concrete strongly decreases in the HBFC concrete than the OPC concrete and the inferior quality of the compressive strength in the HBFC concrete is more obviously than the OPC concrete for specimens curing in the sea water tank. The mechanical properties are affected by the cement type and curing regime. Results clearly indicated that the HBFC and a low W/B ratio would yield good chloride resistance in concrete under submerged of specimens in a seawater tank environment. Key Words HBFC high blast furnace slag cement, Durability of concrete, Chloride ions, microhardness, splitting strength, porosity - III -

6 目錄 摘要...I Abstract...II 目錄...IV 表目錄...VI 圖目錄...VIII 照片目錄...X 第一章 緒論 前言 研究目的 研究方法...3 第二章 文獻回顧 自充填混凝土及高爐混凝土相關文獻 自充填混凝土(Self-Compacting Concrete SCC) 高爐混凝土(Blast Furnace Slag cement Concrete BFSC) 鋼筋混凝土橋梁腐蝕相關文獻 混凝土之耐久性質 鋼筋混凝土橋梁腐蝕檢測 鋼筋混凝土劣化過程 鋼筋混凝土腐蝕劣化預測模式 鋼筋混凝土橋梁腐蝕影響因素 混凝土腐蝕影響因素相關文獻 鋼筋腐蝕原理及影響因素...55 第三章 實驗計劃 試驗材料 試驗規畫 試體製作 試驗設備 試驗項目 混凝土抗壓強度試驗: 劈裂強度試驗: 壓汞孔隙試驗(MIP 試驗) : 微硬度試驗: 總氯離子含量分佈試驗(酸溶法) 中性化試驗 IV -

7 第四章 實驗結果與討論 混凝土抗壓強度試驗結果 混凝土劈裂強度試驗結果 水泥砂漿孔隙率試驗結果 總氯離子滲入試驗結果 水泥砂漿微硬度試驗結果 中性化試驗結果 第五章 結論與建議 結論 心得建議 參考文獻 V-

8 表目錄 表 2-1 自充填混凝土相關性能要求[2]...6 表 2-2 礦物摻料的種類及材料[13]...19 表 2-3 不同種類水泥混凝土氯化物之擴散係數[49]...36 表 2-4 各種水泥的中性化速度比[51]...38 表 2-5 各種水泥的中性化速度比[52]...38 表 2-6 骨材耐久性檢測標準與相關之混凝土耐久性性質...42 表 2-7 混凝土材料之氯離子含量限制...43 表 2-8 各國對鋼筋混凝土構造物鹽份含量之規定[63]...44 表 2-9 混凝土拌合水品質檢驗標準...46 表 2-10 爐石粉之化學成份與物理條件限制[3]...49 表 3-1 波特蘭 I 型水泥及高爐水泥(BFSC)化學組成...58 表 3-2 波特蘭 I 型水泥及高爐水泥(BFSC)物理性質...59 表 3-3 細骨材之物理性質...59 表 3-4 粗骨材之物理性質...59 表 3-5 海水性質 表 3-6 混凝土配比表...61 表 海水養護之抗壓試驗結果...80 表 臨海環境下之抗壓試驗結果...81 表 海水養護之劈裂試驗結果...90 表 臨海環境下之劈裂試驗結果...91 表 海水養護下混凝土之劈裂強度與抗壓強度的比值...92 表 臨海環境下混凝土之劈裂強度與抗壓強度的比值...93 表 MIP 試驗結果 表 天之各取樣位置所測定氯離子含量值 表 天之各取樣位置所測定氯離子含量值 表 天之各取樣位置所測定氯離子含量值 表 天齡期氯離子滲透性 表 天及 360 天齡期氯離子滲透性 表 天 f c=280 kgf/cm2 微硬度試驗結果 表 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 表 天 f c=350(scc) kgf/cm2 微硬度試驗結果 表 天 f c=280 kgf/cm2 微硬度試驗結果 表 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 表 天 f c=350(scc) kgf/cm2 微硬度試驗結果 VI -

9 表 表 表 表 表 表 表 天 f c=280kgf/cm2 微硬度試驗結果 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 天 f c=350(scc)kgf/cm2 微硬度試驗結果 天 f c=280 kgf/cm2 微硬度試驗結果 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 天 f c=350 kgf/cm2(scc)微硬度試驗結果 天(臨海環境下)中性化深度 VII -

10 圖目錄 圖 1-1 研究計畫流程圖...4 圖 2-1 流速試驗 V 型漏斗試驗儀...6 圖 2-2 鋼筋間隙通過試驗箱型試驗儀...7 圖 2-3 鋼筋混凝土耐久性之影響因子...10 圖 2-4 混凝土水灰比與氯離子擴散係數之關係[49]...35 圖 2-5 水泥基複合材料孔隙結構與尺寸關係圖[72]...54 圖 2-6 相對溼度與銹蝕增加量之關係圖[73]...57 圖 海水養護之抗壓試驗結果...82 圖 海水養護之抗壓試驗結果(齡期等距顯示)...82 圖 臨海環境下之抗壓試驗結果...83 圖 臨海環境下之抗壓試驗結果(齡期等距顯示)...83 圖 海水養護劣化指標...84 圖 f c=280 kgf/cm2 海水養護及臨海環境抗壓強度...84 圖 f c=350 kgf/cm2 海水養護及臨海環境下抗壓強度比較 85 圖 f c=350scc kgf/cm2 海水養護及臨海環境下抗壓強度比較85 圖 海水養護之劈裂試驗結果...94 圖 臨海環境下之劈裂試驗結果...94 圖 海水養護之混凝土抗壓強度與劈裂強度之關係...95 圖 臨海環境下混凝土抗壓強度與劈裂強度之關係...95 圖 f c=280 與 f c=350 kgf/cm2 海水養護劈裂試驗結果.96 圖 f c=350 與 350SCC kgf/cm2 海水養護劈裂試驗結果...96 圖 f c=280 與 350 kgf/cm2 臨海環境下劈裂試驗結果...97 圖 f c=350 及 350SCC kgf/cm2 臨海環境下劈裂試驗結果.97 圖 f c=280 kgf/cm2 不同養護環境的劈裂強度比較...98 圖 f c=350 kgf/cm2 不同養護環境的劈裂強度比較...98 圖 f c=350 kgf/cm2(scc) 不同養護環境的劈裂強度比較.99 圖 臨海環境下抗壓強度與總孔隙率關係 圖 海水養護之抗壓強度與總孔隙率關係 圖 海水養護 MIP 試驗結果 圖 臨海環境 MIP 試驗結果 圖 f c=280 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率105 圖 f c=350 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率106 圖 f c=350scc kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率106 - VIII -

11 圖 a 總氯離子含量試驗之試體取樣位置示意圖 圖 b 總氯離子含量試驗之試體取樣位置示意圖 圖 c 總氯離子含量試驗之試體取樣位置示意圖 圖 天總氯離子滲透圖 圖 天海水養護下總氯離子滲透圖 圖 天海水養護下總氯離子滲透圖 圖 海水養護下總氯離子平均滲透係數隨齡期發展圖 圖 臨海環境下微硬度試驗值與抗壓試驗關係 圖 海水養護下微硬度試驗值與抗壓 圖 海水養護下 O280 微硬度試驗值 圖 海水養護下 H280 微硬度試驗值 圖 海水養護下 O350 微硬度試驗值 圖 海水養護下 H350 微硬度試驗值 圖 海水養護下 OS350 微硬度試驗值 圖 海水養護下 HS350 微硬度試驗值 圖 臨海環境下 O280 微硬度試驗值 圖 臨海環境下 H280 微硬度試驗值 圖 臨海環境下 O350 微硬度試驗值 圖 臨海環境下 H350 微硬度試驗值 圖 臨海環境下 OS350 微硬度試驗值 圖 臨海環境下 HS350 微硬度試驗值 圖 f c=280 kgf/cm2 混凝土微硬度試驗結果 圖 f c=350 kgf/cm2 混凝土微硬度試驗結果 圖 f c=350 kgf/cm2 自充填混凝土微硬度試驗結果 IX -

12 照片目錄 照片 3-1 強制式雙軸拌合機...64 照片 噸抗壓試驗機...64 照片 3-3 混凝土切割機...65 照片 3-4 材料快速切割機...65 照片 3-5 研磨拋光機...66 照片 3-6 微硬度試驗儀...66 照片 3-7 MIP 壓汞測孔儀...67 照片 3-8 自動電位滴定儀...67 照片 3-9 烘箱...68 照片 3-10 研磨砵...68 照片 3-11 乾燥抽風箱...69 照片 3-12 PH 酸鹼度計...69 照片 3-13 耐酸鹼抽風罩...70 照片 3-14 人工海水池...70 照片 3-15 純水製造機 X-

13 第一章 緒論 1-1 前言 混凝土具有經濟性 耐久性 耐火性 可塑性 施工方便 美 觀等優點 是最廣泛使用的營建材料 但混凝土內部孔隙 如膠體 孔隙 毛細孔 氣泡孔 夯實孔隙等 因水氣 溫差或外界有害物 質侵入產生物理或化學反應之膨脹 收縮應力 使得混凝土產生劣 化或開裂 影響其使用壽命及服務品質 ACI 規範 結構混 凝土 中以水膠比(W/CM)規範混凝土強度 以獲得混凝土的耐久 性 澎湖跨海大橋於 1970 年通車 1978 年 3 月發現鋼筋腐蝕 混 凝土保護層崩裂脫落 1978 年 7 月發生預力梁鋼腱鏽斷 導致其使 用壽命縮短 於遠低於設計使用年限前 即拆除重建 類似橋梁腐 蝕案例尚有台一線西湖橋 台二線瑞濱橋等 因此臨海環境下 水 膠比顯然不是鋼筋混凝土結構物耐久性的唯一指標 構造物在未達 應有的設計使用年限前 即必須加以維修或重建 不祇造成資源的 浪費 更影響社會經濟活動的發展與用路人生活的不便 台灣位於亞熱帶地區 氣候炎熱潮濕 屬於海島型海洋氣候 北部為副熱帶季風氣候區 南部則為熱帶季風氣候區 綿延的海岸 線長達 1,200 公里 沿海構造物受到海水浸泡或臨海環境的影響 海水中鹽份是造成結構物腐蝕劣化現象的主要課題 混凝土保護層 剝落與裂縫等劣化現象導致鋼筋外露鏽蝕 如何防制及維修上述劣 化現象 減低鋼筋及鋼材腐蝕情形 為延長鋼筋混凝土構造物生命 周期的重要課題 高爐爐石 簡稱高爐石 為一貫作業煉鋼廠在煉鐵過程所生 產的副產物 國家標準(CNS)稱為 高爐爐碴 屬一種卜作嵐材料 高爐石若以水淬方式冷卻 可具有水硬性 研磨成細粉添加於混凝 土中會產生卜作嵐反應 而增加混凝土之晚期強度 並使混凝土更 加緻密 增加結構物耐久性 但由於其緩凝的特性 必須適量的配 合使用於水泥混凝土配比中[1] 配比中使用含有高爐石粉之水泥混 凝土 顯然是增加臨海混凝土結構物耐久性的有效策略 -1-

14 1-2 研究目的 臨近海域結構物腐蝕問題 長久以來一直是世界各國面臨的頭 痛問題 台灣四面環海 海岸線狹長 鄰海區域構造物數量比例相 對較高 氣候潮濕炎熱 屬於容易腐蝕的嚴苛環境 結構物耐久性 問題範圍相當廣泛 影響臨近海域結構物耐久性因子錯綜複雜 防 蝕的課題應於結構物生命周期各階段考量 在規劃設計 施工 維 護各階段 將防蝕作為導入 從防蝕作為規劃設計 施工品質管理 腐蝕狀況檢測與維修改善 方能有效提升混凝土構造物耐久性 本研究目標在於探討鄰海環境對於混凝土構造物造成的腐蝕問 題及性能影響 提供工程人員於鄰海區域構造物防蝕設計檢討及維 護管理的參考資訊 亦可作為相關規範研訂參考 鄰海區域構造物 受海水或空氣中鹽分侵蝕之影響 使用壽命減少 配比中使用含有 高爐石粉之水泥混凝土 一般相信是增加臨海混凝土結構物耐久性 的有效策略 然而 於臨海環境下 含有高爐石粉的水泥混凝土與 一般波特蘭混凝土強度 氯離子滲入量 孔隙率 微硬度 中性化 等性質特性究竟有何差異 是否能達到防蝕設計的目標 本研究針 對海域養護環境下鋼筋混凝土構造物強度 氯離子滲入量 孔隙率 微硬度 中性化等性質特性進行實驗探討 更能深入了解臨海鋼筋 混凝土構造物於實際使用狀況的特性 可有效推估構造物使用 養 護年限 提供防蝕設計檢討及維護管理的有效參考資訊 海域鋼筋混凝土構造物受到海水浸蝕 海風中夾帶著海水水氣 侵蝕及曝露狀態下空氣的碳化作用 為模擬構造物於實際使用狀 況 本研究試驗 將試體於灌製 24 小時拆模後 放置於海水池中浸 泡及工區臨海大氣環境下 直至試驗齡期到達後 取出進行試驗 模擬鋼筋混凝土構造物於混凝土澆灌完成拆模後 使用於浸泡海水 及暴露臨近海域情形 於各試驗齡期進行強度 氯離子滲入量 孔 隙率 微硬度 中性化等物理試驗及化學試驗 並在試驗相關數據 中比較其間差異 以作為耐久性質分析之依據 本研究配合於工程 工區環境下養護混凝土試體的作法 以符合工區現場狀況的具體研 究成果 提供防蝕設計檢討及維護管理的有效參考資訊 -2-

15 1-3 研究方法 本研究為達到符合工區現場狀況的研究成果 提供防蝕設計檢 討及維護管理的有效參考資訊 因此以混凝土試體於灌製 24 小時拆 模後 放置於海水池中浸泡及工區臨海大氣環境下 直至試驗齡期 到達後 取出進行試驗 模擬鋼筋混凝土構造物於混凝土澆灌完成 暴露於浸泡海水及臨近海域實際使用情形 以兩組不同設計強度 三種不同配比(280kg/cm 350kg/cm2 350SCC kg/cm )之混凝土試 2 2 體 每組強度混凝土之膠結材分別使用等量高爐水泥及波特蘭 I 型 水泥 進行以下齡期試驗 1. 抗壓試驗 齡期 及 360 天 2. 劈裂試驗 齡期 及 360 天 3. 總氯離子含量分佈試驗 齡期 及 360 天 4. 砂漿孔隙率試驗 齡期 及 360 天 5. 微硬度試驗 齡期 及 360 天 6. 中性化試驗 齡期 360 天 探討二種養護環境 海水池中浸泡 工區臨海大氣環境 三 種不同配比(280kg/cm 350kg/cm2 350SCC kg/cm )高爐混凝土及波 2 2 特蘭 I 型混凝土性質差異 海水池係於工程設置之專用養生池中 為維持海水濃度接近實際工地海水濃度狀況 每隔 10 天進行海水更 新 海水抽取自工區大鵬灣出海口 工區臨海大氣環境係將混凝土 試體露天置放於工區附近 下圖 1-1 為研究計劃流程 即從文獻蒐集 試驗規劃 材料基 本性質試驗 混凝土配合設計 試拌 試體製作及不同養護環境與 各試驗量測 至實驗結果分析與討論 -3-

16 文獻蒐集 試驗規劃 材料基本性質試驗 混凝土配合設計 NO 試拌 YES 試體製作 拆模 養護環境 抗 壓 強 度 試 驗 劈 裂 強 度 試 驗 總 氯 離 子 試 驗 壓 汞 試 驗 實驗結果分析與討論 圖 1-1 研究計畫流程圖 -4- 微 硬 度 試 驗 中 性 化 試 驗

17 第二章 文獻回顧 影響鋼筋混凝土橋梁結構安全性的原因大致區分為材料腐蝕 劣化 車輛超載 地震 火害與豪雨沖刷 其中材料腐蝕劣化問 題 為世界各國所面臨的共同問題 台灣位處亞熱帶海島型氣候 為易產生腐蝕環境 加上都市化與工業化的急速發展 使大氣中 腐蝕因子大量增加 橋梁腐蝕問題更應深入研究與探討 因此對 於其影響因素必先充分掌握 以下是本研究相關領域文獻回顧 2-1 自充填混凝土及高爐混凝土相關文獻 自充填混凝土(Self-Compacting Concrete SCC) SCC 概念在 1980 年提出 其定義指在澆置過程中 不需 要施加任何振動搗實作業 可由自身之流動力充填至鋼筋間隙與模 板內各角落 而不會發生骨材析離 堆積或浮漿等現象 日本學者 岡村甫(Hajime Okamura)文獻強調自充填混凝土之高流動 免搗實 自密性與自平性[29] 認為考量混凝土結構物施工性 混凝土只要 能夠自行流動充填模板而密實 混凝土表面與內部缺陷就可自行消 除並確保品質 且可減少施工噪音及提升施工速度 SCC 也是高性 能混凝土(HPC)之一種混凝土 自動充填 免搗實即為高性能性質的 一種 可藉由適當之配比設計與掺用特殊化學掺劑達成 此種混凝 土又稱 強塑劑化混凝土 可減少勞力 低振動能量 快速施工 泵送容易 產生均勻外觀 無泌水蜂窩現象 特別適合於施工空間 難以搗實及鋼筋量過密的區域處澆置 尤其在耐震結構之設計中常 見鋼筋量過密情形 SCC 的配比驗證作業有三項檢驗 第一是坍流 度試驗 若坍流度不合標準值 就是配比無法達到自充填功能目標 須重新調整配比;第二為 V 型漏斗試驗 試驗儀如圖 2-1 所示 新拌 混凝土經由 V 型漏斗完全流出所需要的時間 假若時間太長 表示 稠度過高 可由增加化學掺劑或減少粉體用量改善;若時間太短 表 稠度偏低 可能造成析離 而使用顆粒形狀及化學性質較佳之粉體 改善;第三為鋼筋間隙通過性試驗 如圖 2-2 所示 由新拌混凝土於 -5-

18 A 室靜置 1 分鐘後 提起隔板 量測其流至 B 室之高度 假若阻積 於 A 室 可由調整配比;若粗骨材下沉 僅有漿體通過障礙 表示 稠度過低 粗骨材用量過多或粗骨材粒徑過大 可增加粉體粒 提 高細骨材率降低粗骨材粒徑改善[29] 自充填混凝土相關性能要求 如表 2-1 [2] 圖 2-1 流速試驗 V 型漏斗試驗儀 表 2-1 自充填混凝土相關性能要求[2] 自充填混凝土性能等級 構造 條件 材料 性能 需求 鋼筋最小間距 mm 35~60 60~ 以上 或 鋼筋量 kg/m3 自充填性 箱形容器 之充填高 度 mm 流動性 坍流度 mm 抗析離性 V 漏斗流 下時間 sec 350 以上 300 以上 R1 障礙 100~ 以上 R2 障礙 100 以下 300 以上 R3 障礙 650~ ~ ~650 10~25 7~20 7~20-6-

19 500mm 坍 流度 sec 5~20 3~15 3~15 圖 2-2 鋼筋間隙通過試驗箱型試驗儀 高爐混凝土(Blast Furnace Slag cement Concrete BFSC) 節能減碳是目前人類社會面對最重要的議題之一 隨著建築物 數量的逐年激增 耗能材料也隨之增加 因此 適當選擇在社會建 設與生態之間平衡的節能建築材料愈來愈重要 另一項漸增的挑戰 是二氧化碳排放承諾節能標準規定日漸嚴格 為此 工業廢料的再 利用提供資源減能的有效解答 例如 將煉鋼過程副產品快速冷卻的融解鐵爐石浸於水中 生 -7-

20 成具有潛在水化能力的物質 當研磨成為水泥細度時通常稱為研磨 顆粒高爐石粉(Ground Granulated Blast Furnace Slag GGBS or GGBFS) GGBS 通常由 CaO (30-48%), MgO (28-45%), Al2O3 (5-18%) 及 SiO2 (1-18%) 組成[30-32] 一般而言 GGBS 的成份比一般波特 蘭水泥(OPC)具高含量玻璃質並影響混凝土性質及水化作用 事實上 多年來 GGBS 使用於 OPC 作為礦物添加劑或混合水泥一 部分的補充水泥質材料[33-37] 最通常使用的水泥質材料是高爐石 粉含量 25-30%的波特蘭高爐水泥(PBPC) [38,39] 一種稱為富高爐 水泥(HBFC 或 HSBFC)的選擇性產品含有 70-80%高含量的高爐石粉 [38,39] GGBS 比 OPC 需要增加少許能源 對於二氧化碳排放沒有 重大貢獻 由於 HBFC 比 OPC 減少 75%能源 GGBS 成為更經濟和生態 環保的綠建築材料 於是 HBFC 的推廣使用顯然提供了更經濟和環保 的選擇 GGBS在含水和像Ca(OH)2類富石灰介質的水化過程 就是所熟知 的卜作嵐反應 此類矽酸鹽與石灰化合產生的矽酸鈣水化膠體通常展 現發展強度在7天齡期之後 相對於OPC混凝土的水化反應 GGBS的卜 作嵐反應形成較緩慢的強度發展[40,41] 然而 由於化合過程是石 灰消耗而非石灰產生過程以及GGBS產生較密實的微觀構造 形成的水 化膠體導致酸性環境耐久性能力顯著增強[39,42,43] Richardson 研究指出當GGBS由0-50% 90天齡期的氯離子滲入量大幅減少[17] Ryou 與 Ann 也研究指出當混凝土中60% GGBS替代量時 氯離子滲入 量最低[45] 由於高爐混凝土較佳的水密性 抗氯離子滲入性及抗硫 酸鹽性 使用GGBS 取代部分OPC 以增加晚齡期強度和耐久性是合理 的[39,46,47] 結果 混凝土結構物的服務年限能延長並降低維護和 重建成本 在使用 GGBS 作為水泥替代品產生許多優點的同時 超量 的 GGBS 妨礙初凝時間和延遲早期強度發展 此外 混凝土含高量 GGBS 於28天齡期時具低抗去冰鹽能力[48,49] 確切的原因並不十分 清楚 一些學者歸因於與低水化速率和不足的養護因素[50,51] -8-

21 2-2 鋼筋混凝土橋梁腐蝕相關文獻 混凝土之耐久性質 混凝土構造物曝露於服務環境下 抵抗使用載重 風化侵蝕 物理作用和化學危害 提供其設計服務功能 依據結構物生命周期 觀念 混凝土應具有它理想的服務年限 依據 ACI Committee 201 對 波特蘭水泥混凝土耐久性的定義 耐久性是指其抵抗風化作用 化 學侵蝕 磨損及其他劣化過程的能力 亦即具耐久性之混凝土 在 不同暴露的環境下仍能保持其原來的幾何尺寸 品質與服務性 [52] 探討混凝土耐久性主要有滲透性 抗凍性 抗炭化性 抗酸 鹼及有害離子侵蝕抗性等 混凝土的耐久性基本取決於本身材質的強度 水密性或滲透 性 混凝土有過高的滲透性或產生裂縫 將使有害物質易於侵入混 凝土內部 再經由各種因素的交互作用和惡性循環 進而使鋼筋混 凝土結構物有劣化的情形發生[4] 低強度 高滲透性可降低混凝土 的耐久性 而強度高 緻密度大的混凝土 其孔隙較少 具有良好 的耐久性[5] 混凝土耐久性問題 主要因為混凝土屬於非均質材 料 生產過程經新拌流體性質到水化反應完成後的硬固混凝土 因 此在轉換的過程中導致內部產生許多隨機分佈的孔隙 如膠體孔 隙 毛細孔 氣泡孔 夯實孔隙等 所以混凝土處於環境空氣中有 害因子極易藉由各種機制侵入其中 在混凝土的耐久性設計中 如 何降低混凝土的孔隙體積 並形成不連續的孔隙 以有效阻擋有害 物質滲入之侵害為主要目標 臨海域環境中 以氯離子的滲入對混 凝土結構危害最巨 根據文獻 1975 年美國高速公路當局投資了六億美元在於維護 鋼筋混凝土橋樑與橋面版混凝土的維護與補強工作[58] 可見在使 用環境影響下 由於環境對構造物的化學作用或物理作用 使鋼筋 形成銹蝕膨脹而擠裂其外緣混凝土 造成混凝土崩解破壞 誘發此 現象產生之因素 大多係混凝土施工品質不良 材料選擇和配比不 當 外力超過允許強度 受周圍環境物理性和化學性的侵蝕等因素 物理性侵蝕包括受風化作用引起混凝土劣化變質 受波浪作用或海 -9-

22 流作用使混凝土表面被沖刷造成磨耗或孔蝕破壞以及因結構物受超 載 衝擊載重及反覆載重作用使混凝土產生裂縫等 化學性侵蝕主 要包括侵蝕物質 如二氧化碳 氯離子 硫酸根離子等 與硬固水 泥漿水化產物產生化學反應使硬固水泥漿體產生溶解及析晶反應 產生膨脹物質反應等[54] 鋼筋混凝土構造物耐久性之影響因子以 材料觀點可分為鋼筋腐蝕及混凝土劣化二類 如圖 2-3 所示 圖 2-3 鋼筋混凝土耐久性之影響因子

23 2-2-2 鋼筋混凝土橋梁腐蝕檢測 鋼筋混凝土橋梁腐蝕檢測分為混凝土部份 鋼筋部分 預力鋼腱部 份 [6] 1 混凝土檢測 對於裂縫 握裹層剝離 保護層厚度 中性化深度 氯離 子含量等檢測項目 (一) 裂縫 目視檢查是最迅速及基本的檢查方法 鋼筋或預力鋼腱腐 蝕所產生的裂縫走向不同於結構損壞裂縫 因此混凝土表面裂 縫的目視檢查可以有效的提醒需要進行更詳細的儀器檢測 以 確認鋼筋或預力鋼腱腐蝕的可能性 鋼筋或預力鋼腱腐蝕產生的裂縫會和混凝土下方的鋼筋或 預力鋼腱排列方向一致 因此 樓板內鋼筋腐蝕所產生的裂縫 會呈現規則且平行的裂縫 橋墩柱內鋼筋腐蝕所產生的裂縫會 呈現平行於橋墩柱的裂縫 (二) 握裹層剝離 鋼筋或預力鋼腱腐蝕產生裂縫後 將使混凝土與鋼筋之間 的握裹層產生剝離 鋼筋和混凝土剝離後 以榔頭敲打混凝土 表面時會聽到空洞聲 此空洞聲可以用來確認鋼筋腐蝕情形及 鋼筋腐蝕影響的區域 以人工方式檢查混凝土層的剝離是相當 容易的 但是人工方式進行大規模的握裹層剝離檢查並不經濟 有效 大規模的握裹層剝離檢查在國外目前已經運用紅外線或 雷達波方法來檢查建築物或橋梁的握裹層剝離問題 (三) 保護層厚度 保護層厚度對混凝土因中性化 氯離子 硫酸根等腐蝕因 子所產生的腐蝕而言 是結構物是否能符合設計年限的重要指

24 標 倘若保護層厚度超過腐蝕深度 則鋼筋尚不至於因為混凝 土部分表面區域劣化而腐蝕 在工程實務經驗中 常見由於竣 工資料無妥善移交保存 致須重新測量確認測量保護層厚度 鋼筋保護層厚度測量可使用磁漏法或雷達波法 使用磁漏法測 量鋼筋保護層厚度 理論上可以達到 20 cm 實務上在 10 cm 以上就不容易測出 (四) 中性化深度 混凝土圓柱體鑽心取樣後 以 1%酚酞指示劑噴灑在混凝土 表面 混凝土表面呈現粉紅色區域 為尚未中性化區域 混凝 土表面呈現原來的顏色則代表該區域混凝土已中性化 量測混 凝土未變色區域長度即為中性化深度 中性化深度量測時可能 產生誤差有兩種情形 一是酚酞指示劑存放過久 致使指示劑 已產生變質之化學變化 失去變色功能 其次是混凝土中性化 試驗區域不能與空氣接觸太久 否則試體表面混凝土均已中性 化就無從判斷混凝土中性化的深度 混凝土中性化的速度受到混凝土孔隙率及強度 空氣相對 濕度及二氧化碳濃度等因素的影響 是一個相當複雜的關係 目前尚未能有公認可信的數學式表示 (五) 氯離子含量 新拌混凝土中氯離子含量以 CNS 3090 的氯離子含量容許 值為營建業遵循 該檢測用以研判氯離子含量是否超過國家標 準所規定的容許值及研判混凝土中來自混凝土所使用的粒料 或來自用水(如海水)氯離子的來源 硬固混凝土氯離子含量檢測方法 係依據國家標準 CNS CNS 或美國 AASHTO T260 的分析方法 CNS 與 AASHTO 之分析方法均區分為採用酸溶法或水溶法將混凝 土中的氯離子萃取出來 再用電位滴定法判斷氯離子含量 簡 易的氯離子檢測設備並不是採用滴定法來判斷氯離子含量 很 容易受到混凝土中性化及混凝土中硫化物的干擾

25 硬固混凝土中氯離子含量檢測工作包括取樣規劃 取樣方 法及檢測方法 取樣規劃是最重要的事 也最容易造成氯離子 含量分析誤差的原因 取樣規劃包括 1. 取樣位置 2. 取樣深 度 3. 試片取出之後分成多少個深度進行氯離子含量檢測 混 凝土取樣的方法分為鑽心取樣及鑽取粉末兩種方式 鑽心取樣 方法的優點是氯離子含量較不會因為因為鑽取位置的選擇而 有差異 鑽取粉末方式的優點是較容易進行 尤其是在不易鑽 心取樣位置 鑽取粉末方式的缺點在於相同取樣區間必須鑽取 多次粉末 才能得到足夠具有代表性數據 這是因為鑽頭尺寸 較小如果沒有在同一取樣位置鑽取多次粉末 氯離子含量很容 易偏低或偏高 2 鋼筋檢測 鋼筋的腐蝕性質或物理性質的檢測是判斷鋼筋腐蝕最直接 的方法 鋼筋混凝土是一種複合材料 測量鋼筋腐蝕速率或腐 蝕量並不容易 以下是幾種常用的方法及其優缺點 (一) 腐蝕電位圖 以高輸入阻抗電位計 一端接一參考電極 如銅/硫酸銅 另一端接鋼筋 測量鋼筋的腐蝕電位 依據 ASTMC 標 準 腐蝕電位在-0.35V (Cu/CuSO4) 以下時 鋼筋 90 %可能腐 蝕 腐蝕電位在-0.20V (Cu/CuSO4) 以上時 腐蝕發生的機率 在 10 %以下 另外 亦可在一個結構物上分成數個測試點 然 後測量各測試點的腐蝕電位 並製成一腐蝕電位圖 由此圖來 判斷腐蝕的區域 進行後續的維修規劃 雖然腐蝕電位使用上 相當簡便 但是有以下的缺點 (1)數據只能指出鋼筋是否有發 生腐蝕的可能 無法說明腐蝕速率 (2)判斷標準只是經驗法 則 在若干情形並不適用 (二) 瞬間腐蝕速率

26 直接測量鋼筋腐蝕速率可瞭解結構的腐蝕原因 協助規劃 最適當的維修方法 鋼筋腐蝕為電化學反應 測量其電化學反 應速率可獲知鋼筋的腐蝕速率 在實驗室中 以下幾種方法可 以用來測量鋼筋的腐蝕速率 包括 Linear Polarization Resistance LPR AC Impedance Harmonic Analysis 等方法 (三) 腐蝕電流和腐蝕電位方法之比較 腐蝕電位測試方法在以上描述中已提及若干缺點 在若干 文獻[60]亦提及腐蝕電位可能不適用於中性化的結構或海砂結 構體 理由是中性化會造成 Junction Potential 誤差可能高達 200 mv 如此大的誤差很容易造成誤判 其研究由腐蝕電流分 佈圖 再配合簡易判定 可知裂縫深度 10 cm 處的腐蝕狀況都 達中等腐蝕程度 由腐蝕電位及裂縫深度分佈圖 判定應為腐 蝕機率極小或無法判斷其是否腐蝕 但是實際上鋼筋已腐蝕 (四) 混凝土電阻 測量混凝土電阻係使用測量土壤電阻的 Wenner method 利 用數學模式 腐蝕電位圖和混凝土電阻可以用來推測鋼筋的腐 蝕電流 另外混凝土電阻亦可以進一步來輔助腐蝕電位以判斷 腐蝕電流的大小 當腐蝕電位在-350 mv(cu/cuso4)以下時 若混凝土電阻大於 12 kω-cm 則腐蝕電流很小 但如果混凝 土電阻小於 5 kω-cm 時 則腐蝕電流可能會很大 (五) 鋼筋因腐蝕減少的截面積 以上所提的電化學方法只能測量鋼筋的腐蝕電流 但是無 法測量此時鋼筋銹蝕量 為了正確預測鋼筋在某段時間的有效 截面積及強度 必須要能測量出鋼筋現在的有效截面積 亦即 沒有腐蝕的截面積 現今開發中的有雷達 超音波 渦電流 等非破壞性技術 (六) 長期腐蝕速率 新建建築物在混凝土中埋設探頭 能長期對鋼筋進行腐蝕

27 電流測量 隨時掌握此結構物腐蝕狀況 另外 有人在澆置結 構物混凝土時埋設梯子 ladder type 探頭 梯子探頭從混凝土 表面到鋼筋的位置 在距離表面不同深度 各有一個探棒 這 些探棒再與另一個埋在比鋼筋深的地方的探棒連接 當氯離子 由混凝土表面逐漸滲入進去 只要氯離子滲透到某一個深度 時 那個深度的探棒和埋在混凝土深處的探棒之間就會有電流 流通 如此一來就可以知道氯離子已經滲入到多深 管理單位 就可以在氯離子還沒有滲到鋼筋或鋼腱之前就可以預先規畫 防蝕措施 避免發生鋼筋或鋼腱已經腐蝕至相當程度而尚未發 現的狀況 (七) 預力鋼腱腐蝕 預力混凝土結構腐蝕檢測與鋼筋混凝土結構檢測方式不 同 原因是預力混凝土結構的預力金屬材料腐蝕常無法在早期 由外觀觀察出 鋼筋混凝土腐蝕由於鋼筋佔的體積比率大 鋼 筋生銹後會有混凝土崩裂的現象 這些表徵可以做為結構劣化 的預警 但是在預力混凝土結構中 由於預力鋼腱深埋在混凝 土中且其佔的體積相當小 因此預力鋼腱的腐蝕不一定會在混 凝土表面產生易於檢查的特徵 加上這些金屬材料本身已外加 預力 腐蝕一旦開始 會產生應力腐蝕 加速腐蝕過程 尤其 預力鋼腱銹斷 對結構安全造成的影響要遠比鋼筋生銹來得 大 這些因素使得預力鋼腱的腐蝕檢測更加重要 鋼腱的腐蝕 檢查方法包括 1.空氣通量測試 4.超音波測試 5.敲擊回波法 2.放射線照相 6.載重試驗 3.透地式雷達 7.電壓脈衝法 鋼筋混凝土橋梁腐蝕防範設計 混凝土之腐蝕防範設計的第一步為提高混凝土材料之水密性 以加強混凝土對鋼筋的保護作用 避免鋼筋因銹蝕而引起耐久性問 題[4 5 6] 然而 促使鋼筋銹蝕之物質藉由混凝土孔隙滲透作用 侵入並引發鋼筋產生氧化還原反應的過程畢竟極為緩慢 如果混凝 土包裹情形良好 縱使鋼筋已逐漸開始氧化 亦不可能形成全面性 的構件耐久性問題 不過 如果有裂縫產生 則整個情形便完全改

28 觀 裂縫的存在形同提供水 空氣等物質侵入混凝土內部的快速途 徑 以毛細作用進入混凝土內部的速率是孔隙擴散作用的千百倍 [7 8] 同時因裂縫具有連續性 造成之鋼筋銹蝕程度範圍較大 故就腐蝕防範設計之目的而言 混凝土裂縫之防範的重要性遠超過 混凝土水密性之提高 在混凝土裂縫形成的諸多原因中 施工過程或施工層面所導致 之各種裂縫 佔有相當大的比重 故混凝土施工性的改善亦應是混 凝土腐蝕防範設計之重要環節 因此 在鋼筋混凝土橋梁設計階段 進行混凝土配比設計或材料選擇時 即應依混凝土裂縫之防範 混 凝土水密性之提高及混凝土施工性之改善或提昇等原則一併考慮在 設計中 1 混凝土裂縫之防範 不同的混凝土齡期 有不同的混凝土收縮現象 是造成混凝土 結構物材料性裂縫的主因 包括混凝土終凝前因混凝土均勻性不 佳 大量失水 粒料沉陷等可能引發塑性收縮及塑性開裂 特別是 大面積澆置場合 初期因水化熱導致升溫 在降溫過程之收縮可導 致熱應變開裂 特別是巨積混凝土 硬固後混凝土逐漸發生乾縮而 產生束制裂縫等 此類的材料性裂縫 在混凝土配比設計及材料選 擇的過程稍加用心 應可避免 前述各式收縮裂縫相關的設計考量 包括 (一)塑性收縮 混凝土澆置後至硬固前產生塑性收縮 新澆置之混凝土表 面可能因為養護不當 日照 風速過大等因素而急速喪失水 分 造成表面嚴重之龜裂 對混凝土耐久性有極不利影響 與 塑性收縮相關的混凝土材料設計參數包括水灰比 最大骨材粒 徑 粗粒料級配等 以及混凝土拌合均勻性 振動 搗實等施 工因素 (二)熱應變收縮

29 與熱應變收縮相關的混凝土材料設計參數包括水泥用量 拌料溫度等 (三)乾燥收縮 與乾燥收縮相關的混凝土材料設計參數包括水灰比 水泥 用量 卜作嵐材料用量 總粒料用量等 2 混凝土水密性之提高 混凝土使用的材料應符合的一般要求包括 需符合一般性之材 料規範 不得含有過量的氯離子等有害物質 粗粒料不可具反應性 (避免鹼粒料反應)[7 9] 為提高混凝土的保護作用 則可考慮適當 調整配比 提高混凝土材料之水密性 與混凝土水密性或孔隙率有 關之材料參數包括 水灰比 粒料 水泥成分 礦物摻料與化學摻 料等 近年來 混凝土材料科技的發展朝向 高性能化 趨勢 主要 特徵為使用以卜作嵐材料為主的礦物摻料 以補充或取代部分水泥 作為膠結料的一部分 另一方面降低混凝土水灰比 或水膠比 含 卜作嵐材料作為部分膠結料時 如此得以提高混凝土抗壓強度 降 低孔隙率 提高耐久性 同時 因為降低水灰 膠 比使工作度降 低 可藉由新型化學摻料的使用 而大幅改善 便是一般所稱的高 性能混凝土 High Performance Concrete HPC 綜合而言 以高 性能混凝土作為橋梁材料可以有效提昇橋梁之耐久性 不過 前提 是在良好的施工品質之下 混凝土內不添加卜作嵐材料時 強度發展隨齡期持續進行水化 行為 強度大多於 28 天完成成長 28 天後之強度成長有限 添加 卜作嵐材料後 強度發展是水泥水化反應和卜作嵐反應交互作用的 成果 28 天齡期後強度仍不斷緩慢向上成長 (一)水灰(膠)比 水灰比或水膠比決定混凝土品質 也決定水 空氣及其他

30 物質的滲透性 水灰比愈大則混凝土的滲透性愈大 對混凝土 之中性化速率 氯離子浸入速率等較為不利 反之 水灰比低 則滲透性愈小 中性化作用的深度也愈小 故一般而言 在混 凝土的配比設計概念上 都以降低水灰比來提高混凝土品質 適當地控制水灰比 是提昇混凝土水密性的第一步 (二)粒料 相對於水泥漿體 粒料在混凝土中屬於比較穩定的成分 許多混凝土的材料問題 如力學性質 體積穩定性 耐久性等 都直接或間接與水泥漿體及其孔隙結構有關 混凝土中粒料比 例愈高 則水泥漿體的比例相對減少 故混凝土整體性質愈 佳 不過 粒料料含量大時 則會影響混凝土的施工性 造成 混凝土施工中振動 搗實不易 造成瑕玼 反而間接降低了混 凝土的品質 故對粒料用量的調整 應經由現場實地的試拌 廠拌過程確認適當配比 (三)水泥 水泥是混凝土中膠結性能的來源 其含量對混凝土性質具 有舉足輕重的影響 水泥在混凝土配比中所佔份量應注意適 量 因為水泥含量過高 將產生負面的影響 會造成混凝土水 化熱過高 乾縮量過大 表面裂隙過多等情形 水泥量不足則 混凝土強度發展不完全 無法達到所需之強度 便是一般工程 界所謂的 減料 故水泥含量的控制對混凝土的性質有極為 關鍵的影響 (四)礦物摻料 混凝土具有強鹼性 正確設計施工的優質混凝土保護層具 有長期防止環境侵蝕介質滲透的功能 提高混凝土本身對鋼筋 的防護功能是預防鋼筋腐蝕的眾多措施中最經濟合理 有效的 方法 依據 ACI C125 定義 凡水泥 砂 石子及水以外的摻 加材料 都可稱之為摻料 包括礦物摻料及化學摻料 使用這

31 些摻料可幫助獲得混凝土良好的工作性 強度 耐久性 經濟 性 體積穩定性 凝結或其他特殊效果 但在使用上必須充份 了解其功能 否則會造成其他不良影響 礦物摻料主要區分為 四大類型 即 膠結性材料 卜作嵐材料 卜作嵐膠結性 材料 及 標稱惰性材料 見表 2-2 [13] 表 2-2 礦物摻料的種類及材料[13] 種類 添加效果 材料 細 磨 粒 化 爐 石 粉 (CNS 具水硬性性質 可取代 CNS 3036) 天然水 膠結性材料 部份水泥 泥 水 硬 性 消 石 灰 (ASTM C141) 卜作嵐反應 增加工作 矽藻土 貓眼角岩 粘土 性 塑性 抗硫 減低 頁岩 火山堆石 浮石(ASTM 卜作嵐材料 鹼反應及滲透 減低水 C618 N 級 ) 飛 灰 (CNS 化熱部份取代水泥填 3036 F 及 C 級) 稻殼灰 充料 矽灰 高 鈣 質 飛 灰 (CNS 3036 C 卜作嵐膠結性 如膠結料和卜作嵐材 級) 細磨粒化爐石粉(CNS 材料 料之說明 CNS 3036) 增加工作性及當作填 大理石 白雲石 石英 花 標稱橢性材料 充料 崗岩 使用在混凝土中的礦物摻料種類甚多 摻料的原料大多為 工業副產物 主要包括飛灰(火力發電廠) 爐石粉(煉鋼廠)及矽 灰(鐵矽合金)等 亦即一般所稱卜作嵐材料 在與水泥共同使 用的情形下 卜作嵐材料與水泥水化產物中的氫氧化鈣進行卜 作嵐反應 亦可貢獻抗壓強度 由於卜作嵐反應於晚齡期 故 可有效改善混凝土的孔隙結構 大幅提高混凝土緻密性 但 是 值得注意的是 卜作嵐材料會與氫氧化鈣結合而降低混凝 土中酸鹼值(pH 值) 會略為降低對鋼筋的保護程度 不過 綜 合而言 卜作嵐材料改善混凝土孔隙結構的正面作用應是高過 降低混凝土中酸鹼值的負面影響 一般為增進混凝土的耐久

32 性 都選擇在混凝土配比中摻加卜作嵐材料或礦物摻料 在 ACI-318 建築規範中及 CNS 中均建議在有硫酸鹽嚴格侵 蝕環境下應採用卜作嵐材料防禦 最常用的方式是用以取代部 分水泥 作為膠結料使用 在某些情形 亦可用以取代部分細 粒料 不過 卜作嵐材料的使用 亦將改變混凝土大多數性質 包括水化熱 強度發展速率 乾縮量 潛變量等 因此 在使 用卜作嵐材料於混凝土時 應作全面性的檢視 是否有部分作 用對混凝土所需的工程性質有負面影響 採取必要之配比調整 與因應 (五)化學摻料 若干新拌混凝土性質可藉由化學摻料的使用 得到改善或 控制 如凝結時間長短 坍度大小 減水效果等 在改善混凝 土施工性與品質上有著極重要的作用 絕大多數的化學摻料為 有機質材料 對鋼筋無腐蝕的影響 但在提高混凝土的緻密性 上 一方面適量的減水劑可降低水灰比 提高混凝土的緻密 性 在施工性上則可使用強塑劑來增加混凝土的工作度 確保 混凝土對鋼筋的握裹程度 故如能善用化學摻料 對混凝土品 質有極大的幫助 不過 使用化學摻料也不是全然都沒有負面 作用 一般用於加速混凝土凝結的早強摻料含有 CaCl2 成份 其中所產生的 Cl-含量 將對混凝土內鋼筋造成腐蝕的威脅 故 使用時必須謹慎 混凝土摻料的種類繁多 依混凝土摻料主要功能分成四大 類[13] 1. 改善混凝土拌合物流變性能的摻料 包括各種減水劑 輸氣 劑和泵送劑 2. 調整混凝土凝結時間 硬化性能的摻料 包括緩凝劑 早強 劑和速凝劑等 3. 改善混凝土耐久性的摻料 包括輸氣劑 防水劑和阻銹劑等

33 4. 改善混凝土其他性能的摻料 包括加氣劑 膨脹劑 防凍劑 著色劑 防水劑和泵送劑等 (1) 摻料在混凝土中的作用[14] A.改善新拌混凝土的工作性能 可提高混凝土拌合物的流動性 減少拌合物的用水量 使 混凝土拌合物容易澆築 利於震動搗實 保持混凝土拌合物的 不泌水 不離析 不分層 提高混凝土均質性 混凝土拌合物 的可泵動性 減少混凝土內摩擦力 實現混凝土的實用化 調 節混凝土的初 終凝時間 減少或延緩水化放熱 減少收縮或 微膨脹 B.提高硬化混凝土的物理力學性能 提高混凝土的強度 包括早期及後期強度 增加混凝土的 密實性 減少收縮 潛變 提高混凝土的體積穩定性 提高混 凝土的抗滲性 抗凍融性 增加混凝土的耐久性 控制鹼與活 性粒料間的鹼骨材反應 C.經濟效益 a. 節約水泥 在保持相同強度時 可減少 的水泥 用量 b. 提高強度 可以縮小構築物尺寸 減小構件自重 降低建 築成本 c. 改善混凝土的抗滲性和密實性 提高混凝土的耐久性 延 長了混凝土的使用壽命 d. 提高混凝土早期強度 可提前拆模 加快施工進度 e. 擴充了混凝土的用途 為大跨度預應力橋梁 高層建築創 造條件 為水下混凝土 海洋石油平台用混凝土的實現提 供了保證

34 f. 加速混凝土施工新工藝的實現 如噴射混凝土 擠壓混凝 土 泵送混凝土 滑模施工 冬季施工等均不能離開添加 摻料 g. 將混凝土技術推向高科技領域 進入 20 世紀 90 年代世界 各國都致力於發展高性能混凝土 使用摻料是生產高性能 混凝土的必要手段 因此混凝土摻料技術的發展成為了混 凝土技術發展的重要關鍵 h. 由於混凝土摻料技術的出現 改變了過去靠調整水泥品種 來改變混凝土性能的落後狀態 水泥的生產過程複雜 投 資較大 周期又長 常常不能很快滿足工程要求 混凝土 摻料生產相對水泥而言投資小 周期短 效果快速 因此 摻料技術受到國內外一致的重視 發展非常快 (2) 混凝土摻料的用途 A. 減水劑 使用於一般普通混凝土及製品 構築物 改善工作 性 提高強度 節約水泥 B. 早強劑 防凍劑 冬季混凝土施工 必須加入以保證混凝土 強度和施工質量 C. 脫模劑 使用鋼模版 木模版 為脫模乾淨 保證混凝土表 面品質 延長模版使用壽命必須使用 D. 養護劑 對路面混凝土 機場 廣場 碼頭 岸坡 壩體 梁 柱 異型構件等不易養護的混凝土 使用噴塗在混凝土 表面 保持混凝土水分達到自我養護 以保證混凝土養護品 質 E. 膨脹劑 對有防水 防滲需求的混凝土 如地下室 游泳池 地下防水工程等混凝土要求加膨脹防水劑 對有膨脹要以抵 消混凝土收縮的混凝土 如混凝土二次澆製施工縫 設備基 腳螺栓灌漿 鋼絲網水泥結構 混凝土補強以及補償收縮混 凝土都必須加膨脹劑

35 F. 減水劑 泵送混凝土要摻用減水劑 引氣減水劑 緩凝減水 劑 G. 輸氣劑 港灣 水工混凝土可摻用輸氣劑 緩凝減水劑 用 以提高抗滲性 降低水化熱 H. 高效減水劑 高性能混凝土必須摻用高效減水劑 I. 早強劑 構件廠的預鑄構件為縮短養護時間 應當摻用早強 劑及早強減水劑 J. 緩凝劑 夏季滑模施工 水壩壩體等大體積混凝土 應當使 用緩凝減水劑或緩凝劑 K. 速凝劑 噴射混凝土 防水堵漏工程應摻用速凝劑或堵漏劑 L. 模版清洗劑 專門用於清理鋼模版上混凝土殘留物的添加 劑 (3) 混凝土添加劑的品種及定義 混凝土添加劑可以分為以下品種並分別予以定義 A. 普通減水劑 Water-reducing admixture 在混凝土坍度相 同的基本條件下 能減少拌合水量的添加劑 此類減水劑主 要有 木質素磺酸鹽類 氫氧基羧酸鹽類 多元醇類 聚氧 乙烯烷基鹽類 腐殖酸類減水劑等 B. 高效減水劑 Superplasticizer 在混凝土坍度基本相同 的情況下 能大幅度減少拌合用水量的添加劑 高效減水劑 主要品種有 苯磺酸甲醛縮合物 磺化三聚氰胺水溶性樹 脂 多環芳氫氧磺酸鹽縮合物 磺化煤焦油系 氨基磺酸鹽 系 馬來酸共聚物系 聚丙烯酸鹽接枝共聚物等 C. 輸氣劑 Air entraining admixture 在攪拌混凝土過程 中能引入大量均勻分布 穩定而封閉的微小氣泡的添加劑 引氣減水劑 Air entraining and eater reducing admixture 兼 有引氣和減水功能的添加劑 主要類型有 松香樹村脂類

36 如松香皂 松香熱聚物 烷基苯磺酸鹽類 如烷基苯磺酸鹽 烷基苯酚聚氧乙烯醚 脂肪醇磺酸鹽類 如脂肪醇聚氧乙烯 醚 脂肪醇聚氧乙烯磺酸鈉 D. 緩凝劑 Set retarder 延長混凝土凝結時間的添加劑 緩凝減水劑 Set retarding and water-reducing admixture 兼有 緩凝和減水功能的添加劑 這類減水劑主要有 糖類 如糖 鈣 糖蜜 蔗糖 葡萄糖 氫氧基羧酸類 如檸檬酸 酒石 酸 水楊酸 多元醇類 如纖維素 纖維素醚 聚乙烯醇 無機鹽類 如三聚磷酸鹽 鋅鹽 硼酸鹽 早強劑 Hardening accelerator 加速混凝土早期強度發 E. 展的添加劑 早強減水劑 Hardening accelerating and water reducing admixture 兼有早強和減水功能的添加劑 這類減 水劑主要有 氯化物類 如氯化鈣 氯化鈉 氯化鉀 硫酸 鹽類 如硫酸鈉 硫酸鈣 硫代硫酸鈉 硝酸鹽類 如硝酸 鈉 亞硝酸鈉 硝酸鈣 亞硝酸鈣 有機物類 如三乙醇胺 三異丙醇胺 F. 防凍劑 Anti-freezing admixture 能使混凝土在攝氏零下 溫度時負溫下硬化 並在規定時間內達到足夠防凍強度的添 加劑 防凍劑是一複合型添加劑 主要防凍成分有如下類 型 氯鹽類 如氯化鈣 氯化鈉 硝酸鹽類 如硝酸鈉 亞 硝酸鈉 硝酸鈣 亞硝酸鈣 碳酸鹽類 如碳酸鈣 碳酸鉀 氨水類 如氫氧化銨 有機類 如尿素 有機硫化物 G. 膨脹劑 Expanding admixture 能使混凝土產生一定體 積膨脹的添加劑 膨脹劑的類型主要有 硫鋁酸鈣類 如明 礬石系 硫鋁酸鈣系 氧化鈣類 如石灰脂膜膨脹劑 氧化 鎂類 如氧化鎂膨脹劑 氧化鐵類 如鐵粉 H. 速凝劑 Flash setting admixture 能使混凝土迅速凝結硬 化的添加劑 速凝劑大致可分為三類 鋁氧熟料 碳酸鹽 系 以鋁酸鹽與碳酸鹽為主體 鋁氧熟料 明礬石系 以鋁

37 氧熟料與硫酸鹽為主體 水玻璃系 以水玻璃為主複合其他 無機鹽 I. 泵送劑 Pumping aid 能改善混凝土拌合物泵送性能的添加 劑 泵送劑是一種複合添加劑 其主要成分為減水劑 輸氣 劑 緩凝劑等 其他特殊要求添加劑 A. 防水劑 Water repellent admixture 能降低混凝土在靜 水壓力下的透水性的添加劑 包括無機鹽防水劑 有機矽類 防水劑 金屬皂類防水劑 膨脹型防水劑 混合型防水劑 B. 阻銹劑 Anti-corrosion admixture 能抑制或減輕混凝 土中鋼筋或其他預埋金屬銹蝕的添加劑 可分為陽極型阻銹 劑 如亞硝酸鹽 鉻酸鹽 硼酸鹽 氯化亞錫 苯甲酸鈉等 陰極型阻銹劑 表面活性劑類物質 無機鹽類 復合型 C. 養護劑 塗刷於混凝土表面 形成一層不透水的薄膜 防 止在露天養護過程中因混凝土表面失水而影晌其水化物結 構和混凝土強度的發展 包括樹脂型 乳膠型 乳液型和矽 酸鹽型 3 混凝土施工性改善或提昇 混凝土施工品質不良可導致混凝土產生蜂窩 孔洞 鋼筋握裹 不確實等瑕疵 不但影響鋼筋與混凝土之整體性與應力傳遞之有效 性 也提供了水 空氣 氯離子等有害物質侵入混凝土 使鋼筋發 生銹蝕之絕佳途徑 不良的施工品質常導因於振動 灌漿的不確實 不過 在若干情形下 特別是預力構件 其配筋經常極為密集 要 達到良好的施工品質極為困難 在混凝土配比設計上可考慮較高的 坍度來改善其施工性 日本 歐美等國家在較為特殊或施工難度較 高的鋼筋混凝土構造物採用 HPC 因其具有高於普通混凝土坍度之 特性 在高性能混凝土的設計及材料上通常需使用化學摻料與高量 的卜作嵐材料 在一些噪音管制區域或施工空間限制等特殊情形

38 混凝土的振動或搗實有時候根本無法進行 為確保鋼筋混凝土構件 施工品質 則可採用免搗實之 自充填混凝土 Self-Compacting Concrete, SCC 使用自充填混凝土施工 混凝土可不需人工振動而 自行流動 通過鋼筋間隙 充填於模版各角落 同時不會有粒料析 離 下沉的現象 自充填混凝土目前在日本是一成熟的技術 亦是 工程界常用以解決各種施工難題與挑戰的對策 4 保護層厚度之影響 足夠的保護層厚度能延緩腐蝕因子進入混凝土內部 防止鋼筋 腐蝕 腐蝕作用的同時 會破壞鋼筋表面的鈍態保護膜 生成組織 鬆散 體積膨脹的氧化鐵 當鐵銹 氧化鐵 生成時的張應力大於 混凝土圍束力時 會使腐蝕裂縫迅速增生 混凝土保護層因而快速 剝落 嚴重時會導致鋼筋混凝土喪失其結構功能 鋼筋混凝土材料 產生的裂縫 是造成結構物內部破壞的初步原因 台灣屬海島型氣 候 溫濕多變的氣候對於結構物提供了較佳的腐蝕環境 容易產生 鋼筋腐蝕及保護層剝離的問題 鋼筋一旦發生腐蝕現象 對於結構 本身承載力將會大大折減 承載力下降自然對於使用年限造成嚴重 影響[15] 由於混凝土保護層的高鹼性環境提供了良好的保護 品質良好 的鋼筋混凝土結構物中 不易產生腐蝕的現象 侵入離子的累積量 必須到達某一個濃度 鋼筋表面的惰性保護膜才會解離 但是由於 材料 施工作業環境 氣候 人為及其他因素的影響也會影響到混 凝土品質 鋼筋混凝土由於施工品管過程 材料耐久性的問題 載 重狀況 基礎沈陷等等原因 均將造成混凝土的裂縫或破裂 裂縫 的形狀 方向及大小對鋼筋腐蝕有相當的影響 一旦混凝土破裂 則外界之濕氣及氧氣或氯化物等將直接與鋼筋接觸 造成外露鋼筋 快速腐蝕 裂縫的寬度是決定腐蝕程度的因素 寬度愈大腐蝕也會 愈加速 若裂縫方向與鋼筋垂直 則腐蝕的範圍約為 3 倍直徑寬度 而若與鋼筋平行 則鋼筋的鈍化保護膜將全面喪失 造成嚴重的腐 蝕現象 前者即為一般服務載重不當如超載 甚至 RC 設計時即已 假設此部份為混凝土張力破裂區 而後者為混凝土施工澆置過程的

39 塑性收縮裂縫或沈陷裂縫所造成 避免塑性收縮裂縫的方式通常為 施工時注意水氣蒸發速率或小心加以水浸泡養護 而沈陷裂縫的控 制主要仍應增加保護層厚度 但保護層厚度與鋼筋直徑比值乃為影響腐蝕重要因素 當比值 為 2.5~3.0 以上時 則對鋼筋腐蝕之預防有相當效果 保護層厚度 和混凝土品質為影響腐蝕之重要因素 增加保護層厚度會使腐蝕量 降低 保護層厚度最好在 5 cm 以上 在具有更惡劣的侵蝕環境中 則有酌量增加的必要 隨著建築物之環境變動愈大 保護層厚度應 愈大愈好[16] 鋼筋保護層一般設計上均由規範加以規定 故應視為無問題 然而事實上施工時常由於品管不良 施工者未按圖施工 或者保護 層間距控制器滑脫或破壞以致保護層厚度不足 將造成鋼筋腐蝕的 擴展 混凝土品質愈佳(即水膠比愈低) 則保護層可以愈薄 台灣濱海鋼筋混凝土結構物腐蝕現況之調查 工作包括混凝土 保護層厚度和混凝土鑽心取樣等工作 而在實驗室工作係根據鑽心 取樣取回之試樣進行化學分析及氯離子擴散速率等解析 試驗結果 顯示現有臨海洋 RC 結構物之氯離子含量相當高 鋼筋腐蝕之主因 為氯離子之侵入 結構物離海岸愈近者 氯離子侵入擴散分佈曲線 愈準確 對使用年限為 50 年之 RC 結構物混凝土保護層厚度至少需 保護層厚度 11.4 公分及使用具有良好品質控制之措施[17] 5 預力鋼腱腐蝕防範設計 預力混凝土橋之腐蝕防範設計除適用一般鋼筋混凝土橋所應遵 循的法則外 還應更加注意構件中預力鋼腱之腐蝕防範設計 預力 混凝土橋之預力鋼腱包含兩部份 預力鋼腱與鋼腱套管 由於預力 混凝土橋在設計上係藉由構件預力的施拉 來達到變位控制與裂縫 控制的目的 其中施加預力對鋼筋混凝土構件可造成預拱量 有效 控制構件未來受力時所產生之撓曲變位量 預力施加於鋼筋混凝土 構件之拉力側 使該構件原來之拉力側呈現受壓的狀態 在構件實 際受載後 該拉力側可維持在極小拉應力或極小壓應力的狀態 有

40 效地避免了該部位混凝土開裂的機會 預力鋼腱在預力構件之重要 性超過其原有之鋼筋 因為預力鋼腱一旦開始腐蝕 腐蝕速率會較 一般鋼筋更快 如果預力鋼腱有銹蝕的現象 其影響更鉅 預力鋼 腱之腐蝕防範設計是不可稍加忽視的 由於一般預力構件斷面中 含有鋼筋與鋼腱 經常空間過於侷 促 增添施工的困難度 因此 預力構件施工中的灌漿搗實過程應 特別加強注意 此外 預力鋼腱與鋼筋相同 都是預埋於混凝土中 理論上是受混凝土所保護 但如有裂縫存在 則發生於鋼筋的腐蝕 情形 同樣也會發生預力鋼腱腐蝕 一般鋼筋腐蝕防範設計同樣適 用於預力鋼腱 除此預力鋼腱還需特別注意以下事項 (一)套管週圍混凝土施工 套管週圍混凝土施工首重混凝土之施工性 並應注意設計 圖中之鋼筋 鋼腱配置與間距是否合理 可否施工等問題 實 際施工時應注意套管週邊之振動與搗實 (二)套管內灌漿 套管內灌漿目的在於預力鋼腱之保護 所使用之水泥漿應 有適當之流動性 並需於灌漿時確認由另一端及套管頂部溢流 出 以確認套管內無空氣存在 (三)端錨封頭之防蝕 端錨封頭部位為預力鋼腱最脆弱之處 由於暴露於混凝土 之外 故平時並不受保護作用 在構件兩部位亦經常是排水途 徑 同時空間封密 空氣不易對流 故端錨封頭容易處於易腐 蝕環境中 因此在構件設計時 應考慮到端錨封頭部位之處 理 使其不暴露於排水 落雨之路徑 而致發生銹蝕 (四)隔樑區鋼腱之保護層控制 隔樑區通常有較大的幾何形狀變化 因此 此部位之保護

41 層控制極為重要 通過此部位之鋼腱佈置應於設計時加以檢 核 以確保有足夠的保護層 在灌漿前亦需要再加以確認其位 置是否正確 鋼腱與鋼筋與模版間之墊塊是否固定牢固 不致 在灌漿時發生移位現象 6 鋼筋腐蝕防範設計 鋼筋受混凝土良好的握裹 保護之下 鋼筋仍不免會發生銹蝕 主要是鋼筋混凝土構件受力情形下 在拉力側發生混凝土的開裂是 無可避免的 不過 在有適當的保護層厚度及有效的裂縫控制之下 可使得鋼筋銹蝕的機會或程度減到最低 在各國的設計規範中 都 會對鋼筋混凝土保護層厚度及容許裂縫寬度 針對不同的耐久性需 求作適當的規定 這也是鋼筋混凝土設計中最基本原則 在高腐蝕區 應考慮是否對鋼筋採較積極之防蝕處理 提前在 施工時即將鋼筋之防蝕措施設計進去 可達到積極性之腐蝕抑制目 的 可考慮採用的防蝕措施包括 1. 鋼筋表面之被覆 如熱浸鍍鋅 環氧樹脂塗裝 2. 混凝土表面之被覆 如表層塗裝 3. 混凝土添 加腐蝕抑制劑 4. 鋼筋之陰極防蝕 5.使用不銹鋼鋼筋 鋼筋混凝土劣化過程 鋼筋混凝土劣化過程大略可分為兩個階段[13] 一 誘發期 第一階段是所謂的誘發期(initiation period) 在誘發期間 鋼筋 表面尚未生銹 但混凝土品質在改變中 當鋼筋表面的混凝土品質 因中性化或氯離子侵入而使鋼筋產生了腐蝕 誘發期結束 而腐蝕 期開始 二 腐蝕期

42 在腐蝕期中 鋼筋腐蝕速度決定鋼筋的殘餘有效截面積和腐蝕 生成物的量 因此決定了混凝土結構物的殘餘壽命 在腐蝕期間 劣化現象可概分成三個階段 分別為 1 鋼筋腐蝕到混凝土龜裂 鋼筋腐蝕生成物的體積遠比鐵金屬體積要大 可達 3~7 倍 因 此會對混凝土產生張力 當腐蝕生成物累積到某一個程度時 混凝 土表面會產生裂縫 混凝土因鋼筋腐蝕而產生裂縫的時間 Bazant 提出下面的方程 式 裂縫產生的時間 tc 可以下式表示[56 57] tc P D d S Jr tc 裂縫產生時間 P 腐蝕物的密度 D 鋼筋直徑 S 鋼筋平行間距 Jr 鋼筋腐蝕速率 且d 2f c L Dk d 保護層係數 fc 混凝土抗壓強度 L 保護層厚度 k 鋼筋週邊孔隙度係數 由上式可看出當保護層愈厚 混凝土強度愈大 裂縫愈晚出現 2 混凝土龜裂到剝落

43 混凝土出現裂縫後 空氣和水份更容易接近鋼筋而可促進鋼筋 表面的腐蝕 由於所生成的鐵銹性質鬆脆而多孔 當腐蝕愈深入鋼 筋及愈大面積的鋼筋發生腐蝕 鋼筋和混凝土之間的握裹力逐漸消 失 最後混凝土剝落 3 鋼筋混凝土結構物強度不足 鋼筋在腐蝕性高的混凝土中持續的腐蝕 其有效的截面積會因 而逐漸縮減 又因握裹力的降低而可導致混凝土剝落 崩裂等現 象 鋼筋混凝土所承受之應力 σ=f/a 式中 σ 應力 F 受力 A 面積 由此可見其所承受之應力可能隨鋼筋截面積的縮減而增大 對 整體鋼筋混凝土結構物而言 承載之荷重雖尚未超過原先所設計的 範圍 卻可能會因鋼筋截面積的縮減使得所承受應力變大 這種情 況 不但可能造成鋼筋的破壞 此時荷重轉移至混凝土則可導致其 崩裂 鋼筋混凝土的伸張及壓縮特性遭受不同程度的破壞後 可造 成其載重能力下降 對結構物的安全性有直接的影響 當結構物的 強度大幅度下降而且超出安全係數時 結構物即面臨重建或拆除的 命運 鋼筋混凝土腐蝕劣化預測模式 鋼筋混凝土結構的耐久性是結構在使用過程中抵抗各種破壞 因素作用的能力 除混凝土劣化之外 鋼筋腐蝕也是影響鋼筋混凝 土結構壽命的重要因素 Bazant[56 57]建立一個混凝土中鋼筋腐蝕的簡單物理模式 其描述鋼筋腐蝕過程如下所示

44 1.環境條件 如混凝土含水量 腐蝕所需物質的濃度等 滿足 腐蝕要求 2.氧氣 二氧化碳 氯離子等腐蝕因子通過混凝土保護層擴散 至鋼筋表面 3.二氧化碳的中性化反應或氯離子的活化作用使鋼筋表面的鈍 化層破壞 4.去鈍後的鋼筋表面形成相鄰的陽極和陰極 組成電池效應 開始電化學腐蝕 5.混凝土中鋼筋腐蝕形成 以斑狀腐蝕為主 腐蝕深度不大 6.陰 陽極電勢由 Nernst 公式決定 7.電極極化主要是濃度極化 尤其是陰極氧化所引起的濃度極 化 8. 陽極產生 Fe(OH)2 向外擴散並進一步氧化為 Fe(OH)3 9.腐蝕產物量由 Faraday Law 決定 產物生成速度由 Reaction Kinetics 決定 一 混凝土氯離子擴散行為預測 1 預測氯離子的擴散 必須適當考量混凝土的品質以及供構造物 使用的環境條件的影響 2 應採用如下方法之一預測氯離子的擴散 (1)適當邊界條件的擴散方程式 (2)利用促進 (加速) 試驗 (3)依據考慮氯離子在反應及環境的邊界移動的數值分析預測鋼 材腐蝕的進行 3 預測鋼材腐蝕進行狀況時必須適當考量混凝土的品質以及供構 造物使用的環境條件的影響

45 4 原則上以鋼材上出現浮腫徵候的氯離子濃度判定鋼材開始腐蝕 時期 5 應採用如下方法之一預測腐蝕龜裂發生前的腐蝕進行狀況 (1)根據點檢結果所得的腐蝕量法 (2)利用能考慮鋼材的腐蝕反應速度的方法 6 應採用如下方法之一預測腐蝕龜裂發生 (1)根據腐蝕量法 (2)利用力學模型法 7 有需要適當評估龜裂對物質移動性的影響 並依此預測腐蝕龜 裂後的鋼材腐蝕速度 混凝土是一種多孔性的材料 且每一個孔隙都是複雜的巢狀結 構 因此 我們若要利用 Fick 第二擴散定律來描述氯離子的擴散 行為 我們必須作以下假設[18] 1 混凝土的孔隙是均勻分布 而且每一個微小孔隙為等截面 的管子 2 氯離子在微小孔隙溶液中 對混凝土的入侵是一維的擴散 原因如前述 3 每一個細小孔隙內 毛細水所含的氯離子可擴散到混凝土 中並侵蝕混凝土內部 當我們做了以上的假設後 並引進 Fick 第二擴散定律 則氯 離子在混凝土中的擴散行為 可用下式來表示 C 2C D t X 2 初始條件 t = 0, x 0, c = 0 邊界條件 t > 0, x = 0, c = C0 x=,c=0-33 -

46 式中 C 氯離子濃度 D 氯離子在混凝土中的擴散係數 X 氯離子從混凝土表面侵入的距離 cm t 擴散所需的時間 初始條件與邊界條件代入式(2-21)求解 可解得方程式的解如 下式 X C(X, t) C 0 1 erf (D t) 式中 C(X,t) 於混凝土深度 X m 在時間 t(sec) 時的氯化物 離子濃度(ppm) C0 混凝土表面的氯化物離子濃度 (ppm) D erf 氯離子在混凝土中擴散係數(m2/sec) 誤差函數 如果要由檢測結果所得計算表面氯離子濃度與氯化物離子擴 散係數時 可以由所得的氯離子濃度分佈代入上式倒算 如果沒有 檢測結果可以使用時 或由檢測結果得不到氯離子擴散係數 表面 氯離子濃度時 可以根據如下考量 但對像防止凍結劑等會受到氯 離子的影響的構造物 則基本上須由檢測結果求出表面氯離子濃 度 又例如由材料混入的氯離子濃度是如有需要時以下式的 C(X,0) 當作初期氯離子濃度[48] X C(X, t) C 0 1 erf C(X,0) (D t) 式中 C(X,0) 初期所含的氯離子濃度 (kg/m3) 關於氯離子擴散係數 如係普通水泥可以使用下式 log D [4.5(w/c) (w/c) 8.47] log( )

47 高爐水泥 則可以使用下式計算 log D [19.5(w/c) (w/c) 5.74] log( ) 式中 D 氯離子在混凝土中擴散係數(cm2/年) w/c 混凝土水灰比 1.E-06 浸沒區 潮汐區 飛沫區 大氣區 - X - 擴散池試驗結果 2 氯離子擴散係數(cm /sec) 關於氯離子在混凝土中的擴散係數 D 值之研究 參考蔡得時對 於氯離子擴散係數與混凝土水灰比及使用不同種類水泥之關係的 研究[49] 圖 2-44 為處在海域環境中 普通卜特蘭水泥混凝土經估 算之氯離子擴散係數約在 10-8~10-7cm2/sec 間 且隨著水灰比 w/c 之升高而增加 例如 水灰比為 0.7 時 混凝土之氯化物擴散係數 約為水灰比 0.4 時之 300 倍 表 2-3 為不同種類水泥混凝土之氯離 子擴散係數實例 由表可知氯化物擴散係數隨著水泥種類之不同而 有所變化 例如 卜特蘭高爐石水泥或高鋁水泥混凝土之氯化物擴 散係數約為普通卜特蘭水泥或早強卜特蘭水泥之 1/5~1/10 1.E-07 1.E 水灰比(%) 圖 2-4 混凝土水灰比與氯離子擴散係數之關係[49]

48 表 2-3 不同種類水泥混凝土氯化物之擴散係數[49] 水灰 比 水泥 (kg/m3) 高爐水泥 (B.F.C) 高鋁水泥 (Al.C) 水泥種類 普通波特 蘭水泥 (O.P.C) 早強波特 蘭水泥 (H.P.C) 保 護 層 (cm) 氯離子含量 (%) 氯離 子 總量 自由 氯離 子 D (10-4 cm2/sec) 氯 自 離 由 子 氯 總 離 量 子 二 混凝土中性化行為預測 大氣中結構混凝土的中性化通常是一個緩慢過程 根據大量試 驗室內試驗和現場觀察 中性化速度取決於混凝土滲透性與大氣的 CO2 濃度 大體上符合費克(Fick)擴散定律 表示未受氯化物污染 的混凝土中性化深度與時間的關係的經驗公式如下 x 2CD k b 1 t K t 2-9 式中 x 中性化深度(m) K 中性化系數(m s-0.5) Dk 為通過己中性化混凝土的 CO2 擴散系數(m2 s-1) C 為混凝土表面 CO2 濃度(g m-3) b 為單位體積混凝土中性化所需的 CO2 量(g m-3) t 為中性化時間(s) K 值主要取決於混凝土滲透性和環境條件 混凝土滲透性取決 於水泥品種 水灰比 澆築 搗實與養護質量等 而環境條件包括 溫度 濕度和 CO2 濃度等 國內對此係數尚無相關研究數據 依 據部份個案資料 K 值(單位為 mm 年-0.5)大約介在 3~7 之間 部

49 份密實度不佳與含氯離子較高之案例 K 值尚可能高達 8~9 文獻 [50]曾以國內部份市區橋梁之實測資料 整理求得 K 值與混凝土強 度 f c 之關係 當混凝土 f c =210 kg/cm2 時 K 值約為 5.0 依此 數據計算 一般規範所定之 25 mm 保護層厚度 其中性化時間為 25 年 僅為一般五十年預期使用年限之半 如要達五十年之使用 年限 保護層厚度至少要增為 35 mm 或改採 f c=350 kg/cm2 之混 凝土 依此數據顯示 目前國內市區橋梁確實有需要依中性化速度 決定保護層厚度 而靠海邊或工業區附近之橋梁更應在設計保護層 厚度時考量中性化速度 另外 如實際保護層厚度僅 15 mm 時 f c =210 kg/cm2 之混凝土只要九年左右 即可能因中性化使鋼筋產 生腐蝕 所需時間較 25 mm 厚度之保護層快甚多 可見保護層厚 度對防蝕甚為重要 三. 混凝土中性化反應機理 由於混凝土構造物在施工完成後 便曝露於大氣中 使混凝土 本身材料受大氣中的二氧化碳得以經由混凝土中的孔隙進入混凝土 内部與水泥水化產物氫氧化鈣發生反應生成碳酸鈣 會使孔隙水的 ph 值下降至 9 以下 於反應後 混凝土重量增加(與二氧化碳反應 的 重 量 ) 且 變 緻 密 此 時 隨 中 性 化 而 發 生 一 些 微 細 的 龜 裂 (Crachs) 但並不嚴重 不會直接進行至物理劣化 因為中性化發生 的原因並非混凝土本身的問題而是混凝土中鋼筋生鏽所引起的 使 原本能夠在鋼筋外具有保護作用的鈍態膜開始產生不穩定而消失 使鋼筋漸漸曝露在氧氣與水氣之中開始發生鏽蝕的情況 造成鋼筋 與混凝土間握裹逐漸消失 最後保護層剝離 使混凝土結構物面臨 毀壞的命運 中性化作用通常可減少混凝土表層中水泥漿體的毛細 孔隙 然而當大量的矽酸鈣水化物產生時 中性化反而會增加毛細 孔隙 使混凝土產生透水性增加 耐久性降低的結果 根據岸古[51]研究 中性化速度是依水泥種類而異 若以同樣 水灰(膠)比而比較時 則如表 2-4 所示的中性化速度比 白山[52]提 案如表 2-5 所示的數值 Bier 探討中性化作用對使用不同種類水泥 基材料之孔隙結構的影響 結果顯示使用高爐水泥之混凝土 中性 化會減少毛細孔隙體積 另一方面 若水泥中爐石粉含量超過 50% 時 中性化會形成較大的毛細孔隙 這是因為 C-S-H 膠體在水泥漿

50 體中被分解出來所致 此種孔隙結構的變化影響了混凝土的透水性 [53] 表 2-4 各種水泥的中性化速度比[51] 普通 早強 高爐水泥 高爐水泥 飛灰水泥 卜特蘭水泥 卜特蘭水泥 (Slag 含量 (Slag 含量 矽石水泥 (Fly-ash 含量 30~40 ) 約 60 ) 約 60 ) 表 2-5 各種水泥的中性化速度比[52] 普通 早強 卜特蘭水泥 卜特蘭水泥 高爐水泥 A種 B種 C種 飛灰水泥 矽石水泥 B種 B種 鋼筋混凝土橋梁腐蝕影響因素 水泥水化後生成為 Ca(OH)2 混凝土可以保持 ph 值在 12.5 至 13.5 之間 使鋼筋附近形成高鹼性之鈍化狀態而不至於腐蝕 因此混凝土形成良好的保護層 可使鋼筋不致生銹 鋼筋在混凝 土中的有效包裹 能有效防制腐蝕的發生 混凝土若具有高緻密 性 鋼筋腐蝕的現象難以發生 然而臺灣地處四面環海的亞熱帶 區 多處於高溫多濕的氣候下 若混凝土施工品管不良 或養護 溫度及濕度未能有效控制 或經常發生超載情形 將形成孔隙 使腐蝕因子及中性化因子進入造成鋼筋腐蝕及混凝土中性化等情 形 降低鋼筋和混凝土之間的握裹力 影響橋梁結構的耐久性 鋼筋和混凝土的有效握裹是鋼筋混凝土能夠發揮結構功能的主要 關腱 握裹破壞是腐蝕行為發生後造成結構破壞的主要原因 橋 梁結構在未達使用年限便已損壞的案例相當多 未能在腐蝕發生 之初及時進行有效養護 致銹蝕繼續發生 導致結構損壞 縮短

51 橋梁的使用年限 造成社會經濟的嚴重損失與用路人不便 對於 鋼筋混凝土腐蝕問題的檢測技術與防蝕技術的建立 不能不加以 重視 特別是重大交通工程 更應以提升工程品質 確保結構物 耐久性為首要之務 欲解決橋梁結構腐蝕的問題 必須深入掌握 鋼筋混凝土的耐久性及腐蝕機制等基本問題 鋼筋混凝土橋梁材料腐蝕劣化問題 在混凝土方面 因使用 材料不當 橋齡 自然環境及車輛超載及長期頻繁通行等因素 將造成混凝土表面龜裂 使防蝕能力 強度與耐久性降低 在鋼 筋方面 由於鹽害 中性化等問題 造成鋼筋腐蝕 鋼筋腐蝕生 銹後體積膨脹 產生膨脹壓力對周圍混凝土產生張力 使保護層 剝離 減少橋梁有效斷面積 致撓度增加 裂縫加大 失去混凝 土有效保護 再加速鋼筋進一步之腐蝕 不僅鋼筋有效斷面積減 少與強度下降導致承載力降低 混凝土也因保護層剝落 裂縫之 增加與加大導致有效斷面變小使承載力下降 其他影響橋梁結構 安全性的原因 雖不屬本研究計畫探討範圍 然而車輛超載 地 震 火害等因素 對結構物所造成的影響 均會間接加速橋梁結 構材料的腐蝕劣化 如車輛超載與地震對橋梁結構造成的裂縫與 損壞 會加速腐蝕因數擴散的通道 而火災時之高溫常使混凝土 龜 爆 裂 甚至剝落 造成混凝土中性化 引致鋼筋銹蝕加速 產生 並降低混凝土強度與彈性模數 混凝土腐蝕影響因素相關文獻 混凝土組織性破壞係因受週圍環境影響之變化及化學侵蝕作用 所致 實質上混凝土劣化可視為該作用引起內應力大於混凝土抗拉 強度而造成之故[29] 混凝土劣化分為外在或內在因素影響 其內在因素包括水灰 比 水泥種類 骨材 礦物摻料(如飛灰 矽灰 爐石粉等)及添加 劑之使用等 外在因素又可分為化學性破壞與物理性破壞 化學性 破壞有溶解與析晶 硫酸鹽侵蝕 骨材鹼質反應 酸鹼侵蝕等 而 物理性破壞如凍融作用 乾溼作用 溫度作用 磨損及磨耗等 初期的化學或物理性質產生變化 使混凝土發生膨脹開裂或產 生連通性孔隙等現象 其次混凝土內鋼筋腐蝕方面 主要為氯離子 侵蝕 中性化作用及氧化還原作用造成膨脹腐蝕生成物 使混凝土 開裂而增加鋼筋暴露程度 惡性循環下更增加有害離子入侵的機會

52 [59] 1.材料組成 1 水泥 水泥的水化產物C-S-H(CaO SiO2 H2O)膠體因具有緻密性 對工程性質有耐久的正面效應 ACI 222R 指出一個良好的水泥水化 生成物可以含有15 30% Ca(OH)2 孔隙中溶液的pH 值約為13 而 在高鹼性環境中鋼筋表面會維持一層穩定的氧化物薄膜(γ-Fe2O3) 對鋼筋具有保護作用[60] ASTM C150 中指出 第I型或第II型卜特嵐水泥與礦物摻料混合 使用 應可滿足海洋環境中混凝土耐久性之要求 在Page, Short 及 Holden 研究指出 混凝土中添加飛灰及高爐石粉可降低氯離子的侵 蝕速率 而抗硫酸鹽水泥混凝土其氯離子侵蝕速率較高[61] 2 骨材 骨材在混凝土中具有化學穩定性包括兩方面 其組成成份不與 水泥砂漿中鹼成份起化學作用 使混凝土膨脹而龜裂 另一方面須 能承受外界酸鹼侵蝕不至破損並可久耐風化作用 在寒帶地區的混 凝土骨材還須具有耐冰凍作用性 骨材的冰凍破壞都係因吸水結冰 時膨脹拉應力而引起 故骨材的冰凍抵抗依孔隙率及孔隙構造 吸 水率 材質(透水性)及抗壓強度而定[29] 可能附存在骨材上的有害 物種類極多 將會直接或間接影響混凝土品質 嚴重者甚至引起破 壞 當骨材來源靠近河口 海岸線和島嶼區 因浸泡海水中以致於 表面吸附氯化物 氯化物容易成為游離狀態的氯離子 侵蝕鋼筋混 凝土表面之惰性養化鐵膜(γ-Fe2O3) 導致產生鋼筋膨脹或孔蝕混凝 土劣化現象 造成 海砂屋 等嚴重鏽蝕現象 所以使用有害物排 除法有重介質分離法(介質比重大於雜質但小於骨材) 噴水分離法 等 一般簡易方法為沖洗法 混凝土中骨材的體積約佔全體積之 60 ~70 且骨材體積穩 定性與耐久性皆比水泥砂漿高 所以混凝土中粗骨材強度 粒徑及 級配的選擇 對於混凝土的強度 水密性 耐久性及抵抗有害物質

53 侵入的能力皆有很大的影響 過去研究顯示 Dmax 較大的混凝土其 強度小於 Dmax 較小的混凝土 在 1990 年 Mehta 指出在水灰比一定 的情況下 混凝土抗滲透性隨著粗骨材的 Dmax 增大而隨之降低 這 是因為混凝土中粗骨材的周圍會形成鍵結過度區(IPZ)為弱面 此界 面之孔隙比其他位置漿體還要多 所以其強度與抵抗滲透的能力皆 較低[62] 表 2-6 為骨材耐久性檢測標準與相關之混凝土耐久性性 質

54 表 2-6 骨材耐久性檢測標準與相關之混凝土耐久性性質 標準試驗方法 骨材性質 ASTM 相關混凝土性質 CNS C283 抗鹼性反應 C227 C342 C441 容易產生鹼骨材反應程度 3048 抗磨耗 C131 C295 C536 抗凍融 C295 C666 C 抗硫酸鹽侵蝕 C88 抵抗磨耗 表面惡化裂縫(D-裂縫) 嚴重整片剝落及暴開 拌合水 一般可以飲用水都適用 但實際上水的品質及用量 是造成混 凝土品質劣化的重要原因之一 對於非飲用水拌製而成的混凝土 應先製作砂漿方塊試體 其 7 天及 28 天抗壓強度至少能達到標準強 度的 90 以上 且混凝土凝結時間未受影響 此非飲用即適宜為混 凝土拌合水[58] 所以規範常會規定 混凝土拌合用水品質 須清 潔 無油 酸 鹼 鹽 有機物或其他對混凝土與鋼筋有害之物質 如果採用預力混凝土及混凝土中埋設鋁質物時 其拌合水及骨材表 面水不得超過特定之有害氯離子量 其規定係按實際環境而定 由 表 2-7 所示 各國對鋼筋混凝土構造物鹽份含量之規定 由表 2-8 所示[59] 一般海水中鹽含量達 35000ppm 可作為無筋混凝土之拌合 水 不過這種混凝土有早強傾向 其長齡期強度(28 天以上)卻會降 低 以海水拌製鋼筋混凝土時 將增加腐蝕鋼筋的危險

55 表 2-7 混凝土材料之氯離子含量限制 材料 組 成 材 料 檢測依據 氯離子標準 水 <200ppm 掺料 無 粗粒 料 預力混凝土用粒料 骨材重 細粒 料 CNS13407 其他混凝土粒料 骨材重 混凝土最大水溶性氯離子含量 構件材料 ASTM 水泥重量 CNS 每立方重量 百分率( ) (kg/m3) 預力混凝土 混 凝 土 AASHTO T260 ACI CNS12891 CNS3090 CNS13465 鋼 筋 混 凝 土 暴露於含氯之環境 其他狀況 為防止混凝土內鋼材腐蝕 齡期在 28 天至 56 天之硬固混凝 土之成份 包括水 粒料 膠結料及掺料 其氯離子之含量應 低於表中所規定之最大含量

56 表 2-8 各國對鋼筋混凝土構造物鹽份含量之規定[63] 國名 規範 鹽份含量之規定 浚谍骨材中 Cl-含量為 水泥重之 0.64 以下 混合劑時 應用 CaCl2 之場合 浚谍骨材中 Cl之總合為水泥重之 0.95 對水泥重量而言 總鹽 化物含量 一般 RC 為 0.35 以下 1.92 RC(鹽份影響下) Cl含量為水泥重之 0.15 以下 RC(一般環境下) Cl含量為水泥重之 0.30 以下 RC(乾燥狀態下下) Cl含量為水泥重之 1.00 以下 0.45 骨材中之水溶性 Cl-含 量 (對水泥重而 言)RC(DIN 1045) 0.04 以下 0.12 無筋水泥 混凝土保護 層厚度為 4cm 以上 RC Cl-含量為水泥重之 1.29 保護層厚度為 2cm 以上 之 RC Cl-含水量為水 泥重之 0.65 RC 用水所含 Cl-濃度為 3.87 英國 BS Part 1 美國 ACI 德國 法國 DIN DTU 21.4 Cl-重量 (kg/m3 混凝 土) 0.25g/l 以下

57 丹麥 挪威 NS 3473 RC Cl-含量為水泥重之 1.29 以下 一般 RC 混凝土中 Cl-含 量為水泥重之 0.16 以 下 0.49 一般 RC 混凝土中 Cl-含 量為 0.16 kg/m3 以下 耐久性央求之 RC 混凝 土中 Cl-含量為 0.3 kg/m3 以下 0.6 日本建築協會 日本 土木學會 RC 協會 CNS 土木水利協會 中國國家標準 同 CNS-1240 中 華 民 國 混凝土協會 3.87 細骨材(I 級) Cl-含量為 0.04 以下 細骨材(II III 級) Cl含量為 0.10 以下 混凝土 Cl-含量為 0.3 kg/m3 以下 超過 0.3 kg/m3 至 0.6 kg/m3 鋼筋 須作防鏽處理 JASS 5,JASS 5-86 對單位水泥量 300kg/m3 之混凝土 Cl-含量為水 泥重之 1.29 以下 預力混凝土水溶性氯離 子含量 0.15 kg/m3 一般 RC 需作耐久性氯 離子含量 0.3 kg/m3 一般 RC 需作耐久性氯 離子含量 0.6 kg/m3 預力混凝土用砂之水溶 性氯離子含量為 其他混凝土用砂之水溶 性氯離子含量為

58 混凝土拌合水品質檢驗標準如表 2-9 主要規範在中國國家標 準 CNS1237 及 CNS5858 中 英國標準 BS3148 中亦有訂定 基本檢 驗項目包括 酸性 與 鹼性 固體總量 及 無機物 和 氯 離子含量 測定 表 2-9 混凝土拌合水品質檢驗標準 基本檢驗項目 酸性與鹼性 檢驗方法 1.酚鈦或甲基橙指示劑 2.pH 測定儀 3.比色法 標準規範 CNS1237 固體總量與有機物 烘乾(100 )再以 132 烘乾 1 小時 CNS1237 氯離子 滴定法 CNS5858 水質性能認定試驗 1.凝結時間相差不超過 30 分鐘 1.凝結時間 2.抗壓強度應為飲用水之 90 以上 2.砂漿方塊強度 BS3148 CNS1010 CNS785 CNS789 4 礦物掺料(卜作嵐材料) 掺料 依據美國混凝土學會 ACIC125 定義為 混凝土組成成 份內除水 骨材和水泥以外的成份 依據此義可延伸為 所有外加 入傳統混凝土中之物質 而稱之為掺料 其中包括 礦物掺料 化 學掺料 輸氣劑 纖維等非傳統混凝土 的材料 美國材料試驗學會(ASTM)定義 卜作嵐材料為含氧化矽與氧 化鋁的材料 本身只有少量膠結性之水化物 在有濕氣情形下 可 與水泥水化產物 CH 反應成具有強度性質的 C-S-H 膠體 [63] 它 的反應式可參考式(2-10)

59 KH S/A + NH + H C/N/K-S/A-H (2-10) CH 卜作嵐材料 水泥或外加鹼 水 膠體 反應後穩定產物 式(2-10)可以看出 卜作嵐材料反應的對象為水泥 水化產物的鹼性水化產物 尤其是 CH 透過式(2-10)可以將 N+ K+離子固化 也將 CH 轉變成穩定且有強度的 C-S-H 膠體 卜作嵐 反應可提昇混凝土的晚期強度 使服務期間的混凝土強度恒大於 f c 此對結構系統的承載力深具意義 可以透水的毛細孔隙被阻塞或 隔斷 呈現較為耐久的特性 骨材及鋼筋界面被固化後 有助於提 升混凝土的強度及握裹力 目前 國內常用的卜作嵐添加料 包含 飛灰 F 級 高爐石粉 矽灰 稻殼灰等 用於取代部分水泥 對 飛灰而言 取代比率為 10~20 最高可達 40 爐石粉的適當取 代比率為 20~40 最高可達 70 矽灰的適宜取代比率為 5~10 [29] 建築技術規則第 346 條之一 耐久性需求 之規定 除了嚴 格控管氯離子含量外 添加卜作嵐材料也是必要的手段[24] a. 飛灰 台灣目前混凝土所用飛灰主要來自台電公司之火力發電廠 其 所使用之燃料分為煤炭 石油及天然氣等;煤炭燃燒後所剩下的灰燼 就是 煤灰 由於火力發電廠燃燒的煤炭都先經磨成粉狀微粒 亦 稱為微粉煤燃燒方式 燃燒後約有 80 的灰燼會隨著燃氣上升 當 煙氣依照煙道流到靜電集塵器時 煙氣中全部的灰燼幾乎都被吸附 下來 此部份的煤灰稱為 飛灰 而另外一部份的煤灰粒徑較粗 重量較大 直接掉到鍋爐底部則稱為 底灰 飛灰從集塵器底部灰 斗 再以壓縮空氣輸送到灰倉 以供應外界提運利用 其品質因粉 煤品質及鍋爐運轉狀況而變化 一般顆粒細 含碳量低 球形顆粒 多 玻璃質含量多 即為優良品質之 F 級飛灰 飛灰應用於混凝土 中替代部分水泥 主要原因為飛灰具有卜作嵐反應活性 可與水泥

60 水化產生之 Ca(OH)2 發生化學反應 再形成水化矽酸鈣 水化矽鋁 酸鈣或水化鋁酸鈣等膠體 影響混凝土有關性質 飛灰適當正確的 使用於混凝土中且養護良好 則可改善工作性 減少泌水與乾縮 降低水化熱 增進抗硫酸鹽能力與減低鹼骨材反應等 目前台灣之 水泥 CaO 含量一般在 62 以上 SiO2 含量一般在 20 以上 台灣 之飛灰 CaO 含量約 10 以下 SiO2 含量一般約 50 以上[25] b. 矽灰 矽灰係由高純度的石英與煤在電弧爐中加熱至 2000 所產生矽 金屬及鐵矽合金所濃縮的副產品 其成份為高含量不定型或非常細 球型顆粒的二氧化矽 約佔 85 98% 其餘為少量的金屬化合物 典型的矽灰比重約在 遠小於波特蘭水泥的 3.15 其平均粒 徑約為 0.1um 約為波特蘭水泥顆粒的 1/100 倍 且矽灰粒徑比水 泥 飛灰為細 因此會填充於各骨材之間可減少空氣孔隙的存在 增加混凝土緻密性 矽灰在相當分散的狀態下 可以與水泥水化生 成物中的氫氧化鈣發生卜作嵐反應形成具膠結性物質 補強骨材界 面的結合力 由於矽灰有較高之親水性 因此添加之矽灰量和需水 量之間有密切的關係性 在固定坍度下需水量會隨矽灰用量增加而 增加 所以在不增加用水量的理想工作度要求下 矽灰必須與強塑 劑一起使用 方能發揮其最大功效 c. 爐石 台灣爐石多來自於中國鋼鐵公司之治煉鋼鐵所產生之廢料爐 石 經水淬裂解後形成粒狀的水淬爐石(高爐熔渣以噴水方式急速冷 卻) 依據 CNS 之規定 爐石粉依活性指數可分為 80 級 100 級及 120 級 又依細度可分 及 8000cm2/g 等三級 主要 成份為氧化鈣 CaO 二氧化矽(SiO2) 三氧化二鋁(Al2O3) 與氧 化鎂(MgO)等其中以氧化鈣 CaO 含量最高 約為 40 以上[64] 爐石粉化學成份與物理條件限制如表 2-10[3] 爐石粉之 CaO 含量雖 略低於水泥的 60~70 但所含的 CaO 已足夠本身可以與水產生水 化反應 因此被視為水泥質材料 當爐石與水泥同時與水產生水化 反應時 雖然一部份的爐石粉會先釋放鈣與鋁離子進入水溶液中

61 但水泥會較先水化 此時爐石會與鹼性水化物產生反應(如水泥水化 所釋放的 CH 晶體) 進而形成 C-H-S 膠體 此階段亦與卜作嵐反應 相似 爐石水化所產生的水化熱會較飛灰高 但反應速率會較飛灰 快 適當的爐石量可以改善新拌混凝土工作性 原因在於爐石比重 較水泥輕 且無飛灰燒失量問題 所以替代水泥會使水泥用量減少 水化所需的水量降低 多餘的水變提供了工作性 而水泥用量的降 低對混凝土的收縮潛變行為有相當的改善[65 66] 爐石比表面積 (500m2/kg)大於水泥(280m2/kg) 因此添加爐石粉後可以使混凝土 孔隙尺寸變小 降低氣體滲透性 減少氯離子滲透性與抵抗硫化物 侵蝕之能力[67] 另一對耐久性的改善則在於抵抗硫酸鹽侵蝕方 面 原因在於水泥中的鋁化物含量越低 對抵抗硫酸鹽侵蝕越高 在相關研究指出在 C3A 含量約 12 的第一型水泥加入 50 (即 Al2O3 含量約 12 )爐石粉 與使用第五型水泥所產生的硫酸鹽侵蝕 能力相當[68] 除此之外 爐石對混凝土負面影響為中性化方面 原因在於爐石導致氫氧化鈣濃度降低 所以只要些許二氧化碳可以 使氫氧化鈣形成碳酸鈣 爐石替代量在 50 以下時 中性化程度與 未替代之混凝土相較 並無明顯增加之情形 然而添加量大於 70 以上時 在乾燥環境狀態下 中性化會比一般混凝土更嚴重[68] 表 2-10 爐石粉之化學成份與物理條件限制[3] 化學 成份 限制 化學成份 規範(最大值) 硫化物(S) 2.50% 硫酸鹽離子(以 SO3) 4.00% 細度:(1)0.045mm CNS386 濕 篩後殘留 最大值 (2)比表面積法 CNS2924 物理 卜作嵐水泥細度檢驗 性質 法(氣透儀法) 最大值 限制 爐石粉慢料之空氣含量 最 大值 20% 330m2 kg 12% 爐石粉活性指數

62 七天指數最小 最近連續五個 值 試樣平均值 80 級 100 級 120 級 任一試樣 # # 75% 95% 70% 90% 二十八天指數 最近連續五個 最小值 試樣平均值 80 級 100 級 120 級 任一試樣 75% 95% 115% 70% 90% 110% 2. 養護方式 養護 是混凝土澆置完成後 小心加以保護使之確保強度成 長之意 養護工作的重要性 是被認定對混凝土生長強度極具影響 性 強度依隨著水化反應成長 然而水化反應需要仰賴充足水量 如果水量不足 水化反應將趨於中止 導致內部裂縫孔隙增多使混 凝土強度減低[59] 而養護濕度對於混凝土性質的影響 視濕度對 毛細管孔的影響程度而定 如果養護濕度低於 80 時 水化會終止 外 且乾燥之外部環境將促使水泥漿體內部水分向外擴散排出 以 致氫氧化鈣之成長隨水分之散失而大量降低 另外也會因毛細孔水 的失去而產生裂縫 也會對混凝土強度與耐久性造成不良的影響 3. 混凝土中氯離子之來源與存在型態 1980 年代澎湖大橋的銹蝕 1994 年 海沙屋事件 打擊社會大 眾對建築結構品質的信心 所以有人認為 鋼筋腐蝕 為混凝土的 癌症 此類發生嚴重腐蝕狀況的結構物 顯示國內土木營建人員品 管觀念的欠缺 更顯示防蝕技術及防蝕觀念落實的重要 因此有必 要瞭解 氯離子 的來源及其存在的影響性 混凝土內部有許多微孔隙 當構造物於臨海區域環境時 海風 會使海水引起海霧 附著於混凝土表面時 原本溶解於海水中的氯

63 離子將利用毛細現象進入混凝土內部 或者混凝土與海水接觸或混 凝土完成浸泡於海水中 海水會藉由水壓進入內部孔隙 使得混凝 土氯離子擴散現象隨之發生 一般認為混凝土中氯離子的主要來源 大致可分為三個途徑: 1. 組成材料本身含有氯離子的成份 如含有氯離子的細骨材及拌合 水 2. 添加含有氯離子之化學掺劑 如強塑劑等 3. 由外部滲透進入 如海域環境鹽類侵入混凝土或在卻冰鹽寒帶地 區 而氯離子存在於混凝土中的型態也有三種方式 分別為:化學鍵結型 (Chemically bonded) 物理吸附型(Physically absorbed) 游離型氯 離子(Free chloride ion) 前兩者一般又稱為鍵結型氯離子(Bound chloride) 分述如下[ ] 1. 化學鍵結型(Chemically bonded): 化學鍵結型的氯離子 是拌合 材料中所含的氯離子與水泥中的 C3A 起化學反應 形成難溶穩 定的氧化鋁酸三鈣化合物(3CaO Al2O3 CaCl2 10H2O 或者 3CaO Al2O3 3CaCl2 32H2O) 即為較安定的法拉第鹽(Friedel s salt) 此種鹽類於混凝土中是以穩定化合物的方式存在 2. 物理吸附型(Physically absorbed): 物理吸附型的氯離子 是由拌 合材料中所含的氯離子與水泥成份中的 C3S 產生物理吸附作 用 進而附著於水化產物表面 使之不易產生游離現象 3. 游離型氯離子(Free chloride ion) : 游離型氯離子的來源 除了拌 合材料中所含的氯離子 經過上述兩種結合作用之後 尚未固結 的氯離子之外 也包含外在環境汙染滲入混凝土中的氯離子 此 類型氯離子 可以自由游離於混凝土的孔隙溶液中 上述三種不同型態氯離子 許多專家普遍認為僅有游離型氯離子及 物理吸附型氯離子為產生鋼筋腐蝕的主要因素 4. 混凝土複合材料氯離子傳輸行為 氯離子於混凝土中傳輸 需要以水作媒介 藉由水進入混凝土

64 內部連通孔隙中 若由與水接觸的混凝土結構物來看 混凝土表面 的水首先會藉由混凝土毛細管與液面之間的壓力差吸收進入混凝土 內部 即所謂的毛細現象(Capillary action) 此時假設混凝土複合材 料內部的毛細孔隙可以連通未與水接觸的混凝土內部或表面(相對 濕度較低之處) 經過一段時間後 吸收進入混凝土的水會與離開混 凝土的水的速率相同 原因在於內外部的濕度差 導致進入孔隙的 水 利用水氣蒸發擴散至混凝土内部 當混凝土內外濕度逐漸相同 時 孔隙間的含水狀態將趨近飽和 稱之為蕊絲現象(Wick action) [69] 影響離子傳輸的機制 依文獻分類可分為五大類[70] 1. 擴散機制:由於混凝土內部連通孔隙水所含的離子濃度較低 因 此暴露環境中的離子可藉由重量濃度梯度的不同 造成離子由高 濃度位置向低濃度位置 2. 外力對流機制:離子藉由外界力量梯度導致移動 例如毛細管孔 隙水的吸收現象 3. 離子吸附與析出機制:孔隙管壁的電雙層作用(electrical double layers)或與漿體產生化學反應導致離子吸附於水化生成物表層 (孔隙管壁)和析出於孔隙水中 4. 內部電化學反應機制:因電化學的氧化還原反應所造成的移動 如鋼筋鏽蝕 5. 外加電場機制:藉由混凝土外部施加電場使整個電解反應產生 造成離子流在陰陽極間游動 因此氯離子於混凝土複合材料中實際傳輸行為 依順序分別為 (1) 氯離子以水為媒介被吸收進入混凝土 (2)漸轉為氯離子由於孔隙水 蕊絲現象隨著水氣的蒸發擴散 (3)當孔隙水飽和時 轉由利用氯離 子於水中濃度上的差異進行傳輸 5.影響氯離子傳輸行為之材料因子 混凝土複合材料主要係水與水泥產生水化反應之水泥漿黏結骨 材後所成的多孔性非均勻質材料 因此混凝土組成架構包括硬固漿 體 未水化的水泥質膠結材料顆粒 粗細骨材顆粒 孔隙 以及孔

65 隙中所含的水與其他氣體 就微觀性質而言 這些組成物質在一個 大範圍尺寸上 包含著各種形狀與隨機分佈 如硬固漿體內的 C-H-S 膠體與內部不連通孔隙結構(膠體孔隙 低水灰比之毛細孔隙)均屬 於奈米級的(10-9m)尺寸範圍;由許多 C-H-S 膠體構築的水泥漿體 未 水化的水泥質膠結材料顆粒 高水灰比之毛細孔隙 輸氣孔隙 搗 實孔隙與界面過渡區域均屬於微米級(10-6m)尺寸範圍 連續水泥漿 體所構築的基材部份 粗細骨材則屬於厘米級(10-3m)以上的尺寸範 圍[71] 就氯離子傳輸而言 其主要路徑為連通的孔隙 因此微米 級以上的孔隙結構為氯離子主要傳輸對象 而此部份的孔隙則涵蓋 高水灰比之毛細孔隙 輸氣孔隙 搗實孔隙與界面過渡區等 前兩 者主要為基材中所產生的孔隙 因此與基材組成材料 水膠比或水 化程度有關 後者則為骨材與基材之間的界面關係 因此主要受骨 材用量與骨材形狀有關 6.氯離子對鋼筋混凝土結構物的危害 鋼筋混凝土中的鋼筋籠罩在水泥的強鹼下 受混凝土鹼性保 護 正常的狀況下是非常耐久的 然而一旦有氯離子存在 則氯離 子會集中在鋼材表面形成 Fe(OH)2 及 FeCl2 而進一步游離出 Fe2+及 Cl-離子 此刻鋼筋表面的黑皮鈍化層首先破壞而形成嚴重腐蝕 初 期由於腐蝕數量較少 所產生的膨脹張力遠低於混凝土拉應力 此 刻混凝土還不至於破壞 若沒有及時進行防患措施 則將由惡性循 環 以致於大量鐵鏽繼續產生 當鐵變成鐵鏽體積為原有體積的六 倍左右 體積應變量(600%)遠大於混凝土能承受的體積應變量(0.3 ) 因而產生巨大的膨脹張力 此膨脹作用力將大於混凝土拉應 力 以致於裂縫產生 甚至局部破壞混凝土保護層而剝落 所以鋼 筋混凝土在鋼筋腐蝕之初 即應加以處理 以免腐蝕擴大 7.水泥漿體之孔隙結構 硬固後水泥漿體微觀而言 水泥基複合材料若排除外應力所造 成的裂縫 在水化過程所產生的內部孔隙依尺寸大小大致可分為四 種 分別為搗實孔隙(compaction pore) 輸氣孔隙(entrained air pore) 毛細孔隙(capillary pore) 膠體孔隙(gel pore)等 如圖 2-5 所示[72]

66 圖 2-5 水泥基複合材料孔隙結構與尺寸關係圖[72] 搗實孔隙率與輸氣孔隙大多隨機分佈於水泥基複合材料中 且其尺寸大多大於 10-6m 屬於微米結構 輸氣孔隙通常係因為拌合 時所引入的空氣或與添加的化學掺劑有關 輸氣孔隙通常在水泥基 複合材料中分佈均勻且尺寸均一 形狀為橢圓形 所以適當的輸氣 孔隙量對抗凍融現象有良好的助益 但若孔隙互相連通 則會加速 氯離子傳輸 搗實孔隙則由新拌時的搗實動作所造成 而相當程度 又與骨材堆積方式有關 搗實尺寸通常大於輸氣孔隙 且分佈 形 狀與尺寸並不一致 因此對複合材料的力學 抗凍融性與抗離子傳 輸性有著不利影響 影響毛細孔隙在混凝土中的總量主要由水(膠)比控制 水(膠) 比愈高 拌合用水量將愈多 水泥水化時會使水泥顆粒間的距離加 大 影響水化產物的膠結 而水化產物之間的毛細孔隙也會增加 毛細孔隙存在於水泥水化產物 C-S-H 膠體與 CH 晶體兩者之間無法 膠結密合的空隙處 此空隙處介於 0.01~10μm 孔隙中大部份由水 所填充 具有毛細作用 毛細孔隙約佔總孔隙體積的 50 在水泥

67 漿體孔隙結構中屬於較大孔徑者 混凝土內部形成毛細孔隙通道 時 對其強度及耐久性皆有嚴重的不良影響 膠體孔隙為形成 C-S-H 膠體片狀層間結合水所產生的孔隙 其 孔徑小於 0.01μm 膠體孔隙含量多寡與水灰比並無明顯關係 主要 與 C-S-H 膠體之總量有關 由於 C-S-H 膠體約佔水泥漿體總體積的 50~70 且是漿體強度主要提供者 故混凝土由内部溼度散失造成 之乾縮及應力持久作用下產生之潛變 都會對膠體孔隙產生相當大 的作用力 可能造成 C-S-H 膠體的破壞 所以乾縮及潛變與膠體孔 隙關係較密切 鋼筋腐蝕原理及影響因素 腐蝕是金屬與周圍環境發生化學或電化學反應而使金屬產生 損害的一種自然反應 鋼結構物存在於自然環境中 因氧氣與水共 存而產生腐蝕 氣溫 濕度 降雨量 二氧化硫濃度 海鹽粒子及 其他腐蝕性物質 是影響腐蝕進行速度的重要因素[67] 鋼筋腐蝕原理 台灣位於亞熱帶又屬海島型氣候 高溫 潮濕 是一個容易 發生腐蝕的環境 尤以近年來都市化與工業化的急速發展 使得 大氣中的腐蝕因子大量增加 腐蝕問題更是值得重視 腐蝕產生之鐵銹主要成份為鐵的氫氧化物或氧化鐵水化合 物 腐蝕反應的第一階段主要係因局部電池的產生而造成鋼材表 面特性不均 此表面若處於腐蝕環境中 鐵將形成二價鐵離子 Fe2+ 若再與水 氧接觸 則鐵離子將遭分解 腐蝕反應的 第二階段係銹水內離子相互結合進行後續反應 由鋼材表面分離 的 Fe2+ 遇 水 分 解 持 續 反 應 成 為 水 和 氧 化 物 (FeOOH)或 紅 銹 Fe2O3 3H2O 其相關反應如下

68 紅銹產生後 銹水流出將污染鋼構表面 有礙觀瞻 然而紅 銹的產生也並非完全是負面的 有時它亦可提供工程師一些有用 的訊息 例如在進行結構物疲勞損傷檢測作業時 若發現塗膜上 出現銹水 則大致顯示有疲勞龜裂現象發生 另高拉力螺栓摩擦 接合面產生紅銹即為應確保摩擦係重要之要求條件等 此外 紅銹在發生過程中 若氧的供給並不充份時 氧化作用 之結果將產生黑皮(Fe3O4 nh2o) 鋼材若施以噴砂處理 則可去 除之 通常鋼材在放置一定時間後 表面常可見黑皮之產生 因此 高拉力螺栓接合部位的摩擦面均曾產生黑皮 其位置很快便可確 認 鋼筋腐蝕影響因素 一 氣候因素 氣候對鋼材腐蝕有很大的影響 在乾燥 低溫的冬季 銹蝕很 難產生 而在梅雨或高溫 多濕的夏季 銹蝕則極易出現 腐蝕發生的基本要素為水與氧的作用 大氣中氧的供給變化情 況較小 但水分則常受氣候狀態之影響變化較大 台灣位處亞熱 帶 在梅雨 颱風等多雨的季節裡 腐蝕極易產生 此外台灣屬海 島型氣候空氣濕度高 在早晚溫差變化較大的區域 鋼材表面易因 結露而有水滴附著 此均為誘發腐蝕產生之因素 因此 溫度變化 引致結露或空氣中水份狀態的變化均為造成腐蝕之重要因素

69 相對溼度亦為影響腐蝕之重大指標 圖 2-66 為相對溼度與銹 蝕增加量之關係圖[72] 圖中顯示相對溼度超過 70%時 銹蝕量即 急劇增加 根據以往的研究成果 腐蝕的臨界溼度一般在 50%~70% 之間 2 銹增加量(mg/cm ) 0.8 A:純空氣 B:0.01%SO 2污染空氣 0.6 C:含碳粒子空氣 D:含碳粒子,SO 2 污染空氣 0.4 B C 臨界濕度 D A 濕度(%) 圖 2-6 相對溼度與銹蝕增加量之關係圖[72] 二 氯鹽的侵蝕 由於氯鹽具吸收大氣水份之特性 鋼橋若經鹽分附著後 便容 易產生腐蝕 研究顯示 乾燥食鹽粒子附著於金屬表面 若大氣相 對濕度高於 78% 將吸收足夠水分形成飽和食鹽水 並持續吸水持 續到食鹽水之水蒸氣壓與大氣壓相同 也因此容易造成金屬腐蝕 三 二氧化硫 二氧化硫與空氣或金屬表面作用 氧化成為 SO42- 吸收水份 之後則將成為硫酸 若再供應水份 硫酸將與金屬或其他物質反應 成為鹽類 此種鹽類在大氣中吸溼性大 極易吸收水分而加速金屬 腐蝕

70 第三章 實驗計劃 本研究進行 HBFC 混凝土的強度發展與耐久性研究 由實際使 用的觀點 HBFC 混凝土於建造現場環境下的工程性質屬未知且不為 工程界了解 本研究進行混凝土於海域環境物理性質影響的實務研 究以完全了解其特性及預測其生命周期內的行為 試驗變數包含水 膠比 養護環境及養護齡期 比較相同設計強度 OPC 混凝土的這些 變數對於強度 微結構和氯離子滲入性質影響結果 以評估其性質 表現差異 本研究試驗使用之試驗材料 試驗規劃 試驗製作 試 驗設備及試驗步驟如下: 3-1 試驗材料 1.水泥: 波特蘭 I 型水泥採用台灣水泥公司生產 比重 3.15 高爐水泥 採用中聯水泥公司生產之中度抗硫酸鹽高爐水泥(IS-MS) 爐石取代 率 45 表 3-1 為使用之波特蘭 I 型水泥及高爐水泥(BFSC)化學組 成 表 3-2 為使用之波特蘭 I 型水泥及高爐水泥(BFSC)比重 初凝 時間 終凝時間 比表面積 標準抗壓強度等重要物理性質 表 3-1 波特蘭 I 型水泥及高爐水泥(BFSC)化學組成 Chemical composition(%) cement type I blast furnace slag cement Silicon dioxide, SiO Aluminum oxide, Al2O Iron oxide,.fe2o Calcium oxide, CaO Magnesium oxide, MgO Sodium oxide, Na2O Potassium oxide, K2O Sulfur trioxide, SO Loss on ignition, LOI Tricalcium silicate, C3S 55 - Dicalcium silicate, C2S 19 - Sulfide sulfur, S

71 Tricalcium aluminate, C3A Tetracalcium aluminoferrite, C4AF 表 3-2 波特蘭 I 型水泥及高爐水泥(BFSC)物理性質 Physical properties cement type I blast furnace slag cement Specific gravity Initial setting time (min) Final setting time (min) days days days Specific surface (m /kg) Compressive strength (kg/cm2) 2.細骨材: 供應商屏 東顏祥 開發 有限公 司(取 得 自荖濃溪 ) 細 度模數 F.M.=2.94 其比重及吸水率詳於表 3-3 表 3-3 細骨材之物理性質 項目 比重(SSD) 砂 2.63 吸水率( ) 細度模數(F.M.) 粗骨材: 供應商屏東顏祥開發有限公司(取得自荖濃溪) 破碎加工後篩 選骨材最大粒徑為 3/4" 其比重及吸水率詳於表 3-4 表 3-4 粗骨材之物理性質 項目 比重(SSD) 吸水率( ) 3/4" /2" 水: 一般自來水

72 5 海水: 試驗期間 養護池中海水取自大鵬灣出海口 為保持海水濃度 穩定且符合工程環境狀況 海水每 10 天進行更換 海水性質如 表 3-5 表 3-5 海水性質 73 January February March April May Water Surface layer Temprature Middle layer (0C) Under layer Average Salt degree Surface layer (PSU) Middle layer Under layer Average Dissolve Surface layer oxygen Middle layer mg/l Under layer Average Chlorophyl Surface layer μg/l Middle layer Under layer Average 流動化混凝土添加劑: 主要成份為梭酸聚合物 商業型號為 TYPE-F CSC-720 添 加劑供應商為漢鴻實業股份有限公司 6. 配比表 為達到工程使用之高爐混凝土設計強度及工作度要求 經由初 步設計配比 試拌 廠拌過程 確認高爐混凝土配比 OPC 混凝土 配比採用相同膠結量之波特蘭 I 型水泥 水量 粗骨材 強塑劑量 再依各別材料比重 決定 OPC 混凝土中細骨材量

73 表 3-6 混凝土配比表 Concrete type Mix No. W/B HBFC OPC Water FA CA SP (kg/m (kg/m (kg/m (kg/m (kg/m (kg/m 3) 3) 3) 3) 3) 3) HBFC H concrete HS H OPC O concrete OS O Notes: FA=Fine aggregate; CA=Coarse aggregate; SP=Superplasticizer. 3-2 試驗規畫 本研究探討混凝土於曝露臨海環境下及海水浸泡養護情形下 混 凝土耐久性 力學性質與物理性質 設計2組設計強度(設計強度 280kg/cm2及350 kg/cm2) 3組配比 (280kg/cm2 350 kg/cm2及350scc kg/cm2)之混凝土試體 為達成工程實務使用要求 於試拌與廠拌過 程 先進行高爐混凝土設計 確認高爐混凝土配比後 相同配比之高 爐水泥量以波特蘭I型水泥替代 以比重調整波特蘭I型水泥混凝土之 細粒料單位用量 相同的粗粒料單位用量 水量 強塑劑量 決定為 對照組波特蘭I型水泥混凝土配比 試體製作完成後 靜置1天後拆去 鋼模 1組置入海水池中浸泡養護 另1組放置於工區臨海環境下大氣 環境暴露 以模擬結構物實際使用環境 在試驗齡期進行混凝土抗壓 強度試驗 劈裂強度試驗 微硬度試驗 壓汞孔隙試驗(MIP試驗) 全氯離子試驗及中性化試驗 3-3 試體製作 為了使混凝土試體的材料變異性減到最低 試驗所用粗骨材在拌 合前先以水沖洗 以去除汙泥雜質 再依粒徑大小區分六分石與三分 石 分別用塑膠袋密封儲存於有蓋的鋼筒容器內 另為使控制混凝土

74 中含水量 所有粗 細骨材均在拌製混凝土前先處理成面乾內飽和 (S.S.D)狀態 避免粗 細骨材表面含水或內部缺水而影響配比之精 確性 拌合程序如下: 1.拌合前用水溼潤拌合機並擦拭 2.將水泥 砂 掺料和約2/3的拌合水進行拌合約30~40秒 3.再投入粗骨材和剩下的約1/3拌合水 繼續拌合30秒 使能夠 獲得更均質的新拌混凝土 4.拌合完成後洩料 再用鏟子再手動拌合一次 取部份試料做坍 度試驗 同時灌製圓柱試體(Φ mm) 分兩層灌模並加 以固定能量之振動搗實 5. 試體澆製完成一天後拆模 再依不同養護方式放置海水池及 放置於臨海環境下 海水池每10天進行海水置換 海水取自屏 東縣東港鎮大鵬灣域出海口位置 3-4 試驗設備 本試驗針對混凝土於海域環境下 對於受海水浸泡及臨海環境下 之試體進行試驗分析 共有十五項試驗設備 以下分別為本研究所使 用之試驗儀器: 1. 強制式雙軸拌合機 如照片3-1所示 用於製作新拌混凝土之 拌合 噸抗壓試驗機: 如照片3-2所示 進行混凝土圓柱試體 (Φ mm)抗壓試驗及劈裂試驗 3. 混凝土切割機 如照片3-3所示 將混凝土圓柱試體 (Φ mm)分片切割取樣用 以利其它微觀試體取樣用 4. 材料快速切割機 如照片3-4所示 將混凝土圓片狀試樣 作 進一步細微切割使用 如微硬度試體 混凝土表面分層切割測 氯離子含量 5. 研磨拋光機 如照片3-5所示 試體進行微硬度試驗前 對於

75 試樣表面作研磨拋光處理 使觀測表面平整及光亮 增加觀測 之明亮度及降低誤差性 6. 微硬度試驗儀 如照片3-6所示 日本 SHIMADZU 公司所出 產之HMV-2系列微硬度試驗儀(Microhardness testers) 放大倍 率有100 倍及400 倍兩種 載重範圍為10 g~2000 g 距離量測 精度為1μm 量測混凝土材料中水泥砂漿區微觀結構之力學 性質 7. MIP壓汞測孔儀 如照片3-7所示 藉MIP壓汞測孔儀測定由混 凝土材料所取出砂漿之孔隙率 以了解其砂漿體孔隙特性 8. 自動電位滴定儀 如照片3-8所示 利用酸溶法測定硬固混凝 土中的氯離子含量 9. 烘箱 如照片3-9所示 最高溫度可至180 主要為烘乾分層 切片試樣 進行氯離子含量檢測 10. 研磨砵 如照片3-10所示 將烘乾分層切片試樣研磨至粉狀 通過20號篩後 以利於溶解於液體中 而進行氯離子含量檢測 11. 乾燥抽風箱 如照片3-11所示 在浸泡甲醇後之水泥砂漿放置 乾燥抽風箱內 靜待壓汞檢測 12. PH酸鹼度計 如照片3-12所示 進行氯離子含量檢測前 精準 控制PH酸鹼度以利於化學電位滴定 13. 耐酸鹼抽風罩 如照片3-13所示 進行氯離子含量檢測前置作 業 在調配酸溶法溶液時 必需在耐酸鹼抽風罩內進行 以避 免有毒氣體外洩 14. 人工海水池 如照片3-14所示 試體灌製拆模後 置入人工海 水池養護 靜待各齡期試驗 15. 純水製造機 如照片3-15所示 化學分析用精製水 避免水中 離子干擾 而影響氯離子含量分析

76 照片 3-1 強制式雙軸拌合機 照片 噸抗壓試驗機

77 照片 3-3 混凝土切割機 照片 3-4 材料快速切割機

78 照片 3-5 研磨拋光機 照片 3-6 微硬度試驗儀

79 照片 3-7 MIP 壓汞測孔儀 照片 3-8 自動電位滴定儀

80 照片 3-9 烘箱 照片 3-10 研磨砵

81 照片 3-11 乾燥抽風箱 照片 3-12 PH 酸鹼度計

82 照片 3-13 耐酸鹼抽風罩 照片 3-14 人工海水池

83 照片 3-15 純水製造機 3-5 試驗項目 混凝土抗壓強度試驗: 試體於試驗前一天從海水養護池中取出 將圓柱試體 (Φ mm)上端不平整部份以蓋平石膏蓋平後 靜置讓其自然風 乾 依 CNS1232 A3045 進行抗壓試驗 試驗時試體須確實置於 200 噸 抗 壓 試 驗 機 油 壓 平 台 之 中 心 位 置 以 每 秒 1.4~3.4 kg/cm2(0.14~0.34mpa)的加壓速度進行單軸載重試驗 每組取三個試 體平均值作為抗壓強度 劈裂強度試驗: 劈裂試驗為間接抗拉試驗 確定混凝土抗拉強度的一種方法 試驗方法依據 CNS3801 來進行 通常是以兩條狹窄支承條於圓柱試 體兩側加載 如下列圖示

84 P 混凝土圓柱試體 (Φ mm) 支承鋼條 P 以下為劈裂強度的計算方式 f, = sp 2P L D 式中 P 為施加之壓力荷重 L 為圓柱試體之長度 D 為圓柱試體之 直徑 π 為圓周率 壓汞孔隙試驗(MIP 試驗) : 將混凝土圓柱試體(Φ mm)分片切割 利用破碎機進行混 凝土圓柱切片破碎 取出水泥砂漿之試體 由於進行 MIP 試驗之試 體不可為粉塵 累積試樣利用甲醇先作終止水化的處理 再放置於 乾燥抽風箱內 再將試樣累積至 0.5~0.55g 進行 MIP 試驗 而壓力與孔隙尺寸可以由 Wasbure 方程式來說明 如下式 3-1 所示

85 d p= 4 Hg Cos p k... (3-1) 式 3-1 中 dp 為孔隙尺寸(μm) σhg 為水銀表面張力(dynes/cm) θ 為 水銀跟混凝土試樣表面接觸角 一般而言為 130 度 p 為所施加的 壓力(psi) k 為轉換常數(10-4cm/μm 68947psi/dynes cm-2) 因此本 試驗擬施加水銀壓力由 0~50 psi 量測孔隙尺寸 600~4μm 時分佈情 形 由大氣壓力至 psi 量測孔隙尺寸 10~0.003μm 的分佈情形 由式 3-1 可以發現孔隙尺寸與貫注壓力呈現一個反比關係 即貫注壓力越大 所能進入的孔隙尺寸越小 由累積注入水銀體積量與多孔性材料總 體積(bulk volume 試樣實際體積加上孔隙體積)的比值可以計算孔 隙率[50] 即如下式 3-2 所示 p = V p 100 Vb...(3-2) 式中 εp 為多孔性材料孔隙率 V p 為孔隙累積注入體積量 V b 為多 孔性材料總體積 微硬度試驗: 於試體試驗齡期 將混土圓柱試體(Φ mm)分片切割取 樣 利用材料快速切割機切割 再利用研磨拋光機研磨拋光 研磨 之部份依序利用 及 2000 之水砂紙 針對混凝土試體觀測面去研磨 之後利用養化鋁粉針對試體觀測面 去作拋光處理 待試體拋光完成 將試體於自然風乾下放置一天 試驗時 將試體放置試驗台上 先利用微應度試驗儀器之低倍率鏡 (100 倍)找尋試體當中每個分層中水泥砂漿區域 再將倍率鏡調整至 高倍率目鏡(500 倍) 找尋更細微之水泥砂漿區域 而本試驗使用撞 針固定荷重 10g 進行 撞針與試體接觸時間為 15 秒 於水泥砂漿區 域進行微硬度試驗 量測其分層之微硬度值變化 繪製微硬度值分 佈圖 微硬度值計算 如下式 3-3 所示

86 Sin P P 2 Hv= =2P 2 = A d S...(3-3) d 式中 P 為壓入荷重(N) AS 為壓痕之表面積(mm2) d 為壓痕對角 線長度之平均值(mm) α 為壓痕器表面夾角(136 ) 本試驗所使用荷重為 10gf 要採用 Mpa 為微硬度單位時 經進 行單位轉換 方法如下 10gf=0.0981N 1mm2=10-6m2 Hv= d 2 ( 3 N m 2 )= d 2 ( N m 2 ) 總氯離子含量分佈試驗(酸溶法) 將 處 理 過 待 測 溶 液 利 用 已 校 正 過 滴 定 管 逐 漸 加 入 0.01N AgNO3 標準溶液 電腦會自動記錄所加之量 添加時將使毫電位計 讀數到相對於蒸餾水中平衡點 40mV 之處 然後自動逐次以 0.1mL 之增量滴入 0.01N AgNO3 標準溶液 電腦自動記錄加入後之毫電位 讀數 當快到達平衡點時 相同的之硝酸銀溶液之增加量將導致毫 電位計讀數很大的改變 利用酸溶法意義是在對於大多數水硬性 水泥系統而言 酸溶性氯化物之含量即為該系統中 氯化物之總含 量 但有些有機物可能滲入水泥砂漿中或混凝土材料內 其中所含 之氯化物成份 起初非酸溶性 但最後會離子化 但在非常強鹼性 之水泥系統中 曝置一段時間之後 會轉變為酸溶性或水溶性 酸 溶法應用是考量硫化物會干擾到氯化物含量之測定 高爐及水泥中 所含有硫化物及硫磺 其成份高到足以造成此一干擾現象及造成高 測試結果之誤差 典型的硫化鹽濃縮物不致干擾分析結果 因為酸 液處理過程會被分解 然而爐石和爐渣中所含濃縮的硫化物之硫則 會干擾測定值 並散發硫化氫的味道 加入過氧化氫可減少干擾現 象 然而混凝土組成材料所依據係以 酸溶法 較強烈[26] 詳細

87 化學檢測步驟請參照 CNS-1078 規範 計算氯化物的氯含量百分率 至最近的 依下式 3-4 所示 Cl V 1 N 1 V 2 N 2 W...(3-4) 式中 V1 硝酸銀之終點之體積 ml N1 硝酸銀之當量濃度 W 原始混凝土樣品質量 g V2 氯化鈉溶液加入之體積 ml N2 氯化鈉溶液之當量濃度 中性化試驗 參考RILEM CPC- 18所建議之方法在濃度為70%的乙醇溶液中加 入1%的酚酞指示劑 噴灑於混凝土表面 混凝土中性化最主要的原 因是外界環境中的侵蝕性氣體進入混凝土孔隙中與水泥水化反應生 成物氫氧化鈣 (Ca(OH)2) 產生反應 侵蝕性氣體 例如二氧化碳 (CO2) 二氧化硫(SO2) 硫化氫(H2S) 氟化氫(HF)等皆會與混凝土發 生化學反應 二氧化碳與混凝土內的氫氧化鈣反應成碳酸鈣(CaCO3) 與水 碳酸鈣溶解度遠比氫氧化鈣低 且水溶物呈弱鹼性 所以會降 低孔隙水溶液的pH值 當混凝土中所有的氫氧化鈣發生中性化反 應 則pH值將下降至8.3以下 此時鋼筋表面鈍態保護膜將呈不穩定 狀態 當混凝土內的孔隙水溶液由鹼性降低成中性後 鋼筋所釋出的 離子與混凝土中的氧反應成FeO 因FeO多孔鬆軟無法保護鋼筋 於 是鋼筋在中性化環境中持續腐蝕 混凝土中性化是由外向內漸進侵 入 當中性化到達鋼筋表面時 即易造成鋼筋腐蝕現象

88 第四章 實驗結果與討論 4-1 混凝土抗壓強度試驗結果 混凝土強度一般指抗壓強度 為混凝土最重要之品質和評估混 凝土力學性質的一項重要指標 影響混凝土強度最主要為配比之水 灰(膠)比[29] 本試驗以橋梁工程通常使用之結構混凝土配比為探討 對象 其水灰(膠)比差異不大 並對於高爐水泥混凝土及波特蘭 I 型水泥混凝土比較分析 本研究之抗壓強度試驗是採 Φ mm 的混凝土圓柱試體 於製作完成後 於臨海環境下及海水浸泡 取 4 天 7 天 28 天 90 天 180 天和 360 天等六個齡期試驗 表 分別表示由海水養護及臨海環境下之抗壓試驗結果 由表 之強度資料繪製抗壓強度隨齡期之發展圖 如圖 中所示 由圖 所示 海水養護環境下 28 天齡期後 抗 壓強度以 O350 混凝土最佳 其次是 OS350 混凝土 以 H280 最低 HS350 次低 可推論海水養護 晚齡期時 海水對於 HBFC 混凝土 劣化效應較 OPC 混凝土顯著 由圖 所示 暴露臨海大氣環境 下 28 天齡期後 抗壓強度以 H350 混凝土最佳 其次是 H280 混 凝土 以 OS350 最低 HS350 次低 可推論暴露大氣環境下 晚齡 期時 GGBS 的卜作嵐效應仍發揮 而 SCC 混凝土於養護不足情形 下 抗壓強度明顯折減 (1) 海水養護條件對抗壓強度試驗結果 在參考文獻中可知 於低水灰(膠)比 時 以爐石取 代率 0 35 時 其抗壓強度似乎呈現一向上發展之線性關係 就爐石取代率 時 其抗壓強度又呈現一向下發展之走勢 [30] 而本試驗之高爐水泥混凝土 爐石取代率為 45 使其早齡 期強度較波特蘭 I 型水泥混凝土來的低 就長齡期之抗壓強度發展 而言 爐石含量約佔膠結材料體積的 45 有明顯的效果 若再增加 爐石含量 其成效反而不理想[31] 卜作嵐反應往往在 7 天後開始

89 藉由吸納骨材界面 CH 形成膠結物(CSH) 增強界面強度及水密性 圖 上顯示 整體而言 海水養護環境下 在 試 驗 齡 期 均 呈 現 各 齡 期 抗 壓 強 度 O280>H280 O350>H350 OS350>HS350 顯示海水養護環境下 晚齡期時 BFSC 混凝土的卜作嵐反應並沒有發揮增加混凝土抗壓強度的效果 與一 般養護情形時 晚齡期時 BFSC 混凝土由於卜作嵐反應 抗壓強度 高於 OPC 混凝土之結果不同 此部分的試驗結果 與 Cakir[74]的實 驗結果相同 Cakir 對於具 0% 30% 60%GGBS 的水泥替代率混凝 土 於 200C 石灰水及 400C 飽和濕度環境養護情形下 於試驗齡期 180 天 內 亦 均 呈 現 0% 水 泥 替 代 率 之 抗 壓 強 度 高 於 30% 及 60%GGBS 的水泥替代率混凝土 為評估混凝土於海水養護條件劣化情形 定義相同齡期之海水 養護混凝土抗壓強度除以暴露大氣環境混凝土抗壓強度為劣化指標 (Index of Inferior quality, II) 當 II=1 時 則同齡期之海水養護混凝 土抗壓強度等於暴露大氣環境混凝土抗壓強度 當 II<1 時 則同齡 期之海水養護混凝土抗壓強度小於暴露大氣環境混凝土抗壓強度 可推論為混凝土受海水養護而導致抗壓強度小於暴露大氣環境抗壓 強度之劣化情形 圖 為海水養護混凝土劣化指標圖 28 天養 護齡期前 各配比海水養護混凝土 II 值均大於 1 代表各混凝土於 海水養護情形 早齡期仍以海水中充足水份提供水化條件 為此早 齡期抗壓強度發展主因 故此早齡期混凝土於海水養護環境下抗壓 強度大於暴露大氣環境抗壓強度 28 天養護齡期後 除 OS350 HS350 外 各配比海水養護混凝土 II 值小於 1 代表 O280 H280 O350 H350 混凝土於海水養護情形 晚齡期受海水浸泡影響而有 劣化情形 OS350 HS350 則因海水中充足水份持續提供水化 II 值 大於 1 但不能推論自充填混凝土海水中無劣化情形 由圖 海水養護晚齡期 OS350 HS350 與 O350 H350 具有相同仍抗壓強 度成長趨勢 且前節已推論海水養護下 HS350 劣化情形及 OS350 抗壓強度尚低於 O350 OS350 有受海水養護下劣化情形 可推論 OS350 HS350 與 O350 H350 具有相同於海水養護下 晚齡期受 海水浸泡影響而有劣化情形 至於 OS350 HS350 劣化指標 II 值大

90 於 1 如圖 係因為晚齡期暴露大氣環境 OS350 HS350 抗壓 強度有劣化情形所致 (2) 臨海環境條件對抗壓強度試驗結果 圖 顯示當混凝土試體在曝露於近工區大氣環境下 高爐 石粉導致晚齡期具有較佳的抗壓強度發展趨勢 各組設計強度之 HBFC 混凝土抗壓強度均高於同齡期之 OPC 混凝土 H280 混凝土 抗壓強度於 180 天後高於 O280 O280 於 360 天齡期抗壓強度為 28 天齡期抗壓強度的 1.52 倍 H280 於 360 天齡期抗壓強度為 28 天齡 期抗壓強度的 1.76 倍 對於設計強度 350 kg/cm2 混凝土 H350 抗 壓強度於 90 天後高於 O350 O350 於 360 天齡期抗壓強度為 28 天 齡期抗壓強度的 1.45 倍 H350 於 360 天齡期抗壓強度為 28 天齡期 抗壓強度的 1.56 倍 設計強度 350 kg/cm2 SCC 混凝土 OS350 於 360 天齡期抗壓強度為 28 天齡期抗壓強度的 1.23 倍 HS350 於 360 天齡期抗壓強度為 28 天齡期抗壓強度的 1.33 倍 顯示混凝土試體 在曝露於近工區大氣環境下 HBFC 混凝土的卜作嵐效應相當明 顯 對於設計強度 280 kg/cm2 混凝土 90 天齡期前抗壓強度 O280-air H280-air 180 天~360 天齡期抗壓強度 O280-air<H280-air 對於 設計強度 350 kg/cm2 混凝土 28 天齡期前抗壓強度 O350-air H350-air 28 天~360 天齡期抗壓強度 O350-air<H350-air 設計強度 350 kg/cm2 SCC 混 凝 土 7 天 齡 期 前 抗 壓 強 度 OS350-air HS350-air 28 天~360 天齡期抗壓強度 OS350-air<HS350-air 顯示 混凝土試體在曝露於近工區大氣環境下 早齡期時 HBFC 較 OPC 為 較低抗壓強度 晚齡期時 HBFC 由於卜作嵐效應 使具有較 OPC 具 有緊密構造 BFSC 抗壓強度較 OPC 為高 此結果與以飛灰替代部 分水泥之混凝土具晚齡期強度發展情形相同[28] 另晚齡期時自充 填混凝土抗壓強度較一般坍流度混凝土有明顯劣化情形 顯示自充 填混凝土養護環境的重要性 (3) 在臨海環境與海水養護相較下之抗壓強度試驗結果 在 f c=280 kgf/cm2 之混凝土 O280 混凝土及 H280 混凝土系 列 如圖 所示 在 4 7 及 28 天試驗齡期 海水養護組之抗

91 壓強度都比臨海環境者較佳 O280-S>O280-A H280-S>H280-A 此時代表早齡期時 海水中的水份提供混凝土良好的水化環境 在 28 天至 90 天齡期 臨海環境下 H280 混凝土之抗壓強度已超越過海 水養護組 此時海水中的鹽分造成 H280 混凝土之抗壓強度劣化效 應已超越缺乏水份養護環境效應 且臨海環境下 O280 混凝土之抗 壓強度也逐漸逼近海水養護者 在 180 至 360 天 H280 混凝土於臨 海環境下呈現最佳抗壓強度 其次為臨海環境下 O280 混凝土 海 水 養 護 之 O280 再 其 次 海 水 養 護 之 H280 為 最 劣 狀 態 H280-A>O280-A>O280-S>H280-S 可推論晚齡期時海水中的鹽 分造成 H280 混凝土之抗壓強度劣化效應已超越缺乏水份養護環境 效應 且對於海水中 H280 混凝土劣化效應較海水養護之 O280 混凝 土明顯 在 f c=350 kgf/cm2 之混凝土 如圖 所示 與 f c=280 kgf/cm2 者相似 在 4 7 及 28 天試驗齡期 O350 混凝土及 H350 混凝土系 列 海水養護組的抗壓強度都比臨海環境下較佳 亦顯示在早齡期 發展強度還是因水份養護影響有較佳強度發展 在 28 天至 90 天 臨海環境下 H350 混凝土之抗壓強度已超越過海水養護者 且 O350 混凝土抗壓強度也逐漸逼近海水養護者 並於 90 天後高出 在 180 至 360 天 H350 混凝土於臨海環境下呈現最佳抗壓強度 其次為臨 海環境下之 O350 混凝土 再其次為海水養護之 O350 混凝土 海水 養護下之 H350 混凝土為最劣 H350-A>O350-A>O350-S>H350-S 與設計強度 280 kgf/cm2 混凝土有相同抗壓強度發展趨勢 在自充填 SCC 性質系列觀察 如圖 所示 大致在 4 7 及 28 天齡期 混凝土受海水養護下抗壓強度都比臨海環境下較 佳 可推測在早齡期混凝土發展強度還是受水份養護影響最為劇 烈 在 90 天至 180 天齡期間 臨海環境之 HS350 混凝土較海水養 護者稍高出 但至 360 天時 海水養護的混凝土之抗壓強度都比臨 海環境者為高 與前述之一般坍流度混凝土晚齡期以臨海環境下有 較高強度現象不同 以海水養護下 OS350 混凝土抗壓強度最高 其 次是海水養護下 HS350 混凝土 再其次是臨海環境下 HS350 混凝 土 臨 海 環 境 下 OS 混 凝 土 明 顯 最 低

92 OS350-S>HS350-S>HS350-A>OS350-A 就試驗結果討論 可 能在於自充填 SCC 性質系列受較多的附加劑影響 晚齡期抗壓 強度受到水化時缺乏水份影響大 故海水養護的混凝土之抗壓強度 都比臨海環境者為高 且在海水養護情況下 HS350 的晚齡期卜作 嵐反應並未能發揮 故 OS350 混凝土抗壓強度最高 其次是海水養 護下 HS350 混凝土 表 海水養護之抗壓試驗結果 Age(天) O280 平均 H280 平均 O350 平均 H350 平均 OS350 平均 HS350 平均 單位 kgf/cm

93 表 臨海環境下之抗壓試驗結果 Age(天) O280 平均 H280 平均 O350 平均 H350 平均 OS350 平均 HS350 平均 單位 kgf/cm

94 圖 海水養護之抗壓試驗結果 圖 海水養護之抗壓試驗結果(齡期等距顯示)

95 圖 臨海環境下之抗壓試驗結果 圖 臨海環境下之抗壓試驗結果(齡期等距顯示)

96 圖 海水養護劣化指標 700 抗壓強度 (kgf/cm2) O280-S H280-S O280-A H280-A 齡期(Day) 圖 f c=280 kgf/cm2 海水養護及臨海環境抗壓強度

97 700 抗壓強度 (kgf/cm2) O350-S H350-S O350-A H350-A 齡期(Day) 圖 f c=350 kgf/cm2 海水養護及臨海環境下抗壓強度比較 700 抗壓強度 (kgf/cm2) OS350-S HS350-S OS350-A HS350-A 齡期(Day) 圖 f c=350scc kgf/cm2 海水養護及臨海環境下抗壓強度比較

98 4-2 混凝土劈裂強度試驗結果 劈裂強度為評估混凝土抗拉能力之主要試驗 在鋼筋混凝土結 構物中 承受拉力之構件如版 梁之受拉側產生局部開裂 有害因 子易於由開裂處進入混凝土內部 當鋼筋失去混凝土保護層屏障 時 將因鋼筋腐蝕而降低構造物之耐久年限 故對於耐久性之探討 混凝土劈裂強度之探討有其必要性 本研究之劈裂強度試驗結果如表 由表 之強度資料繪製劈裂強度隨齡期之發展圖 如圖 所示 (1) 在臨海環境與海水養護相較對劈裂強度與抗壓強度之成長關 係 劈裂強度與抗壓強度之關係如圖 所示 劈裂強度 與 抗 壓 強 度 之 發 展 關 係 在 海 水 養 護 下 R2 判 定 係 數 為 ~ 在臨海環境下 R2 判定係數為 ~ 均呈 現良好線性關係 就試驗中混凝土劈裂強度與抗壓強度關係而言 海水養護情形 下 如表 所示 可觀察到各組設計強度及不同種類混凝土(波 特蘭 I 型水泥及高爐水泥)中 在 及 360 天試驗齡期時 它們的劈裂強度與抗壓強度之比值 各配比混凝土均呈現穩定比 率 約略相等 平均比值由 6.28%~7.40% 相同設計強度之 HBFC 高 於 OPC(H280>O280 H350>O350 HS350>OS350) 臨海環境下 如表 所示 在 及 360 天試驗齡期時 它們的劈裂強度 與抗壓強度之比值 各配比混凝土除 OS350 HS350 外均呈現不穩 定比率 平均比值由 6.29%~8.17% 均以早齡期比值高於晚齡期 顯示曝露大氣環境下 抗壓強度隨齡期仍呈現成長狀態 而劈裂強 度成長較為遲緩 故可推論劈裂強度成長與養護狀況是否有足夠濕 氣關係密切 對於 OS350 HS350 在海水養護情形與曝露大氣環境 下 各試驗齡期劈裂強度與抗壓強度之比值 均呈現穩定比率 顯 示在細粒料比例較高的自充填混凝土 其試驗齡期劈裂強度與抗壓 強度之比值呈現穩定比率發展 綜合分析而言 混凝土抗壓強度隨 齡期成長率比劈裂強度者大 乃由於混凝土本身為多孔性結構較不

99 利於拉應力之傳遞 [38] (2) 海水養護條件對劈裂強度試驗結果 圖 所示 在海水養護情形下 可分別看出由 f c=280 kgf/cm2 與 f c=350 kgf/cm2 系列之混凝土 在早齡期(1 至 7 天)時 以波特蘭 I 型水泥混凝土的劈裂強度最高 由於混凝土早齡期 1~7 天 之劈裂強度主要由水泥水化反應提供 不過卜作嵐反應往往在 7 天後開始[7] 由於混凝土浸置於海水中使的卜作嵐反應被抑制 在 28 天與 90 天後 仍然以波特蘭 I 型水泥混凝土之劈裂強度為最 佳 至 180 天後 高爐水泥混凝土發揮了卜作嵐效益 其強度超過 波特蘭 I 型水泥者 總體而言 海水養護情形下 在 180 天齡期前 均為穩定 O350>H350 O280>H280 但 360 天齡期 O350<H350 O280<H280 可推論 HBFC 混凝土中 GGBS 有效增加晚齡期劈裂強 度 由圖 及表 所示 f c=350 kgf/cm2 與 f c=350scc kgf/cm2 系列之混凝土 在早齡期(1 至 4 天)時 以 OS350>HS350 7 天齡期之後 均呈現 OS350<HS350 顯示在海水養護情形下 自充 填 HBFC 混凝土的卜作嵐作用增加劈裂強度效應 較一般坍流度 HBFC 混凝土更顯著 (3) 臨海環境條件對劈裂強度試驗結果 高爐混凝土與波特蘭 I 型混凝土劈裂強度隨齡期發展差異 一 般坍度混凝土如表 及圖 所示 可分別看出由 f c=280 kgf/cm2 與 f c=350 kgf/cm2 系列之混凝土 在早齡期(1 至 7 天)時 以波特蘭 I 型混凝土的劈裂強度最高 但 7 天後 卜作嵐反應在臨 海環境下開始作用 不受海水化性影響 很明顯觀察到 28 天後 依 不同初始設計強度之高爐混凝土劈裂強度皆大於波特蘭 I 型混凝土 者 且 f c=280 kgf/cm2 之高爐水泥混凝土強度還比 f c=350 kgf/cm2 之波特蘭 I 型水泥者為較高 顯然掺有卜作嵐材料可增加劈裂效果 然而在 180 天後 f c=280 kgf/cm2 之高爐水泥混凝土劈裂強度發展 趨緩 使 f c=350 kgf/cm2 之波特蘭 I 型水泥者越過高出 但還是以 f c=350 kgf/cm2 之高爐混凝土有較佳的劈裂能力 整體而言 7 天

100 早齡期前 波特蘭 I 型混凝土與高爐混凝土的劈裂強度互有強弱 但齡期 7 天之後 H280>O280 H350>O350 至於自充填 SCC 混凝土 如圖 所示 在 28 天齡期前 HS350<OS 天齡 期後 HS350>OS350 顯示劈裂強度於在臨海環境下晚齡期 HBFC 高於 OPC (4) 在臨海環境與海水養護相較下之劈裂強度試驗結果 在 f c=280 kgf/cm2 之混凝土 如圖 所示 在 180 天齡期 前 波特蘭 I 型混凝土及高爐混凝土臨海環境下劈裂強度都比海水 養護者高(O280-A>O280-S H280-A>H280-S) 然而 此情況與前節 的抗壓強度情形恰為相反 至 360 天齡期時 波特蘭 I 型混凝土及 高爐混凝土臨海環境下劈裂強度均低於海水養護者 (O280-A<O280-S H280-A<H280-S) 整體而言 至 360 天齡期 混凝土劈裂強度以海水養護之高爐混凝土最高 海水養護之波特蘭 I 型混凝土次之 臨海環境之高爐混凝土再其次 臨海環境之波特蘭 I 型混凝土最低(H280-S>O280-S>H280-A>O280-A) 在 f c=350 kgf/cm2 之混凝土 如圖 所示 分別波特蘭 I 型混凝土及高爐混凝土之系列上觀察 在波特蘭 I 型混凝土而言 7 天齡期前 海水養護之劈裂強度低於臨海環境下(O350-A>O350-S) 28 天 齡 期 後 海 水 養 護 之 劈 裂 強 度 高 於 臨 海 環 境 下 (O350-A<O350-S) 在高爐混凝土而言 180 天齡期前 海水養護之 劈裂強度低於臨海環境下(H350-A>H350-S) 至 360 天齡期 海水養 護之劈裂強度高於臨海環境下(H350-A<H350-S) 整體而言 至 360 天齡期 混凝土劈裂強度以海水養護之高爐混凝土最高 海水養護 之波特蘭 I 型混凝土次之 臨海環境之高爐混凝土再其次 臨海環 境之波特蘭 I 型混凝土最低(H350-S>O350-S>H350-A>O350-A) 在自充填 SCC 性質系列 如圖 所示 分別波特蘭 I 型混凝土及高爐混凝土之系列上觀察 在波特蘭 I 型混凝土而言 180 天 齡 期 前 海 水 養 護 之 劈 裂 強 度 低 於 臨 海 環 境 下 (OS350-S<OS350-A) 360 天齡期 海水養護之劈裂強度高於臨海環 境下(OS350-S>OS350-A) 在高爐混凝土而言 相同於 180 天齡期

101 前 海水養護之劈裂強度低於臨海環境下(HS350-S<HS350-A) 至 360 天 齡 期 海 水 養 護 之 劈 裂 強 度 高 於 臨 海 環 境 下 (HS350-S>HS350-A) 整體而言 至 360 天齡期 混凝土劈裂強度 以海水養護之高爐混凝土最高 海水養護之波特蘭 I 型混凝土次之 臨海環境之高爐混凝土再其次 臨海環境之波特蘭 I 型混凝土最低 (HS350-S>OS350-S>HS350-A>OS350-A) 由以上實驗結果 f c= SCC kgf/cm2 系列波特蘭 I 型混凝土及高爐混凝土劈裂強度發展 180 天齡期前 臨海環境下 之劈裂強度高於海水 養護 O280-A>O280-S O350-A>O350-S OS350-A>OS350-S 推測此時臨海環境下混凝土中水份仍足以提 供水化需要 但同時受到海水劣化影響 故實驗結果呈現早齡期海 水養護之劈裂強度低於臨海環境情形 於 360 天齡期時 臨海環境 下之劈裂強度低於海水養護 O280-A<O280-S O350-A<O350-S OS350-A<OS350-S 可推論此時受海水中水份養護及 GGBS 之卜 作嵐反應影響 尚未顯現海水中氯離子對於劈裂強度的劣化情形 整體而言 360 天齡期時 實驗結果呈現海水養護之高爐混凝土最 高 海水養護之波特蘭 I 型混凝土次之 臨海環境之高爐混凝土再 其 次 臨 海 環 境 之 波 特 蘭 I 型 混 凝 土 最 低 (HS-S>OS-S>HS-A>OS-A) 至於 360 天長齡期之後 海水是否將造 成劈裂強度發展遲緩甚至劣化 有待進一步實驗證明

102 表 海水養護之劈裂試驗結果 Age(天) O280 平均 H280 平均 O350 平均 H350 平均 OS350 平均 HS350 平均 單位 kgf/cm

103 表 臨海環境下之劈裂試驗結果 Age(天) O280 平均 H280 平均 O350 平均 H350 平均 OS350 平均 HS350 平均 單位 kgf/cm

104 表 海水養護下混凝土之劈裂強度與抗壓強度的比值 編號 O280 H280 O350 H350 OS350 HS350 齡期(DAY) 抗壓強度(Kg/cm2) 劈裂強度(Kg/cm2) 劈裂 抗壓( )

105 表 臨海環境下混凝土之劈裂強度與抗壓強度的比值 編號 O280 H280 O350 H350 OS350 HS350 齡期(DAY) 抗壓強度(Kg/cm2) 劈裂強度(Kg/cm2) 劈裂 抗壓( )

106 圖 海水養護之劈裂試驗結果 圖 臨海環境下之劈裂試驗結果

107 45 劈裂強度 (kgf/cm2) O280-S R2 = O350-S R2 = OS350-S R2 = H280-S R2 = H350-S R2 = HS350-S R2 = 抗壓強度(kgf/cm ) 圖 海水養護之混凝土抗壓強度與劈裂強度之關係 45 劈裂強度 (kgf/cm2) O280-A R = O350-A R = OS350-A R = H280-A R = H350-A R = HS350-A R = 抗壓強度(kgf/cm ) 圖 臨海環境下混凝土抗壓強度與劈裂強度之關係

108 50 劈裂強度 (kgf/cm2) O280 O350 H280 H 齡期(Day) 圖 f c=280 與 f c=350 kgf/cm2 海水養護劈裂試驗結果 50 劈裂強度(kgf/cm2) OS350 O350 HS350 H 齡期(Day) 圖 f c=350 與 350SCC kgf/cm2 海水養護劈裂試驗結果

109 45 劈裂強度 (kgf/cm2) O280 O H280 H 齡期(Day) 圖 f c=280 與 350 kgf/cm2 臨海環境下劈裂試驗結果 45 劈裂強度(kgf/cm2) OS350 O HS350 H 齡期(Day) 圖 f c=350 及 350SCC kgf/cm2 臨海環境下劈裂試驗結果

110 45 劈裂強度 (kgf/cm2) O280-S H280-S O280-A H280-A 齡期(Day) 圖 f c=280 kgf/cm2 不同養護環境的劈裂強度比較 50 劈裂強度 (kgf/cm2) O350-S H350-S O350-A H350-A 齡期(Day) 圖 f c=350 kgf/cm2 不同養護環境的劈裂強度比較

111 45 劈裂強度 (kgf/cm2) OS350-S HS350-S OS350-A HS350-A 齡期(Day) 圖 f c=350 kgf/cm2(scc) 不同養護環境的劈裂強度比較 4-3 水泥砂漿孔隙率試驗結果 本研究使用壓汞孔隙儀進行水泥砂漿孔隙率量測 在 及 360 天齡期取混凝土試體中央區域之水泥砂漿樣品進行試 驗 每 1 個孔隙率值係由 2 個試驗值平均代表之 相關試驗結果如 表 所示 其中 360 天齡期之 f c=280 kgf/cm2 波特蘭 I 型混凝 土 2 個試驗值差異達 50% 其平均值尚低於同齡期 H280 高爐混凝土 之孔隙率 顯然不合理 故不採平均值代表其孔隙率值 而採用 8.65% (1) 總孔隙率與抗壓強度之關係 由抗壓強度的隨齡期增加狀況與壓汞孔隙儀量測的總孔隙率結 果 總孔隙率與抗壓強度之發展關係 如圖 及 所示 由 圖 中 可 以 發 現 臨 海 環 境 下 之 混 凝 土 其 R2 判 定 係 數 為 ~ 海 水 養 護 下 之 混 凝 土 其 R2 判 定 係 數 為

112 0.9698~ 抗壓強度與總孔隙率呈現良好的線性關係 以總孔 隙率作為抗壓強度預測佐證 可獲得良好預測值[12] (2) 海水養護條件對總孔隙率試驗結果 海水養護下 總孔隙率隨齡期變化 如圖 所示 各齡期 高爐混凝土之水泥砂漿總孔隙率都呈現較同齡期波特蘭 I 型混凝土 為低(O280-S>H280-S O350-S>H350-S OS350-S>HS350-S) 其原 因係高爐石粉的填充效應(Filling Effect)及卜作嵐反應(Pozzolanic Effect)產物 使高爐混凝土水泥砂漿較波特蘭 I 型混凝土水泥砂漿更 緻密 然而 就不同設計強度觀察 就高爐與波特蘭 I 型混凝土系 列 初始設計強度越高 水膠比越低 其總孔隙率愈低 此因高強 度 低水膠比能使混凝土內部更緻密 致使有較低的孔隙率存在 海水養護條件下 O280 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 82.8% H280 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 62.9% O350 於 360 天時總 孔隙率為 28 天時之 53.5% H350 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 50.9% OS350 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 64.4% HS350 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 58.2% 顯示海水養護下相同設計強 度之高爐混凝土較波特蘭 I 型混凝土除有較低的總孔隙率外 且總 孔隙率減低速率亦較波特蘭 I 型混凝土快速 (3) 臨海環境條件對總孔隙率試驗結果 混凝土於臨海環境條件下 總孔隙率隨齡期變化情形 如圖 所示 各齡期高爐混凝土水泥砂漿總孔隙率大致均呈現較波特 蘭 I 型混凝土為低 (O280-S>H280-S O350-S>H350-S OS350-S>HS350-S) 推論即使在缺乏養護情況下 隨齡期發展 高 爐石粉的填充效應(Filling Effect)及卜作嵐反應(Pozzolanic Effect)產 物 造成高爐水泥混凝土內部更緻密 且波特蘭 I 型水泥者於早齡 期時主要進行水泥水化反應 當隨齡期增長水化反應之水泥愈少 使其孔隙愈多 混凝土內部結構越稀疏 臨海環境條件下 O280 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 74.2% H280 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 59.3% O350 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之

113 H350 於 360 天時總孔隙率為 28 天時之 66.1% OS350 於 360 天時總 孔隙率為 28 天時之 76.1% HS350 於 360 天時總孔隙率為 28 天時 之 74.3% 顯示臨海環境條件下相同設計強度之高爐混凝土較波特蘭 I 型混凝土有較低的總孔隙率 且總孔隙率減低速率亦較波特蘭 I 型 混凝土快速 (4) 在臨海環境與海水養護相較下之總孔隙率試驗結果 f c=280 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率於試驗齡 期 28 天 90 天 180 天及 360 天之變化情形 如圖 所示 在 180 天齡期前 以海水養護之高爐混凝土總孔隙率最低 海水養護 之波特蘭 I 型混凝土次之 臨海環境之高爐混凝土再其次 臨海環 境 之 波 特 蘭 I 型 混 凝 土 總 孔 隙 率 最 高 (H280-S<O280-S<H280-A<O280-A) 至 360 天齡期時 則依然以水 養護之高爐混凝土總孔隙率最低 臨海環境之高爐混凝土次之 海 水養護之波特蘭 I 型混凝土再其次 臨海環境之波特蘭 I 型混凝土 總孔隙率依然最高(H280-S<H280-A<O280-S <O280-A) 顯示總孔隙 率於 180 天齡期前 以受海水養護影響較大 至晚齡期 180 天 後 則 GGBS 之卜作嵐效應顯著 f c=350 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率於試驗齡 期 28 天 90 天 180 天及 360 天之變化情形 如圖 所示 在 180 天齡期前 大致以海水養護之高爐混凝土總孔隙率最低 臨海 環境之高爐混凝土次之 海水養護之波特蘭 I 型混凝土再其次 臨 海 環 境 之 波 特 蘭 I 型 混 凝 土 總 孔 隙 率 最 高 (H350-S<H350-A<O350-S<O350-A) 至 360 天齡期時 則依然以水 養護之高爐混凝土總孔隙率最低 海水養護之波特蘭 I 型混凝土次 之 臨海環境之高爐混凝土再其次 臨海環境之波特蘭 I 型混凝土 總孔隙率依然最高(H350-S< O350-S < H350-A <O350-A) 顯示總孔 隙率於 180 天齡期前 以受 GGBS 卜作嵐效應影響較大 至晚齡期 180 天 後 則海水養護之影響顯著 自充填混凝土 f c=350 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔 隙率於試驗齡期 28 天 90 天 180 天及 360 天之變化情形 如圖

114 4-3-7 所示 在 180 天齡期前 大致以海水養護之高爐混凝土總孔隙 率最低 臨海環境之高爐混凝土次之 海水養護之波特蘭 I 型混凝 土再其次 臨海環境之波特蘭 I 型混凝土總孔隙率最高 (H350-S<H350-A<O350-S<O350-A) 至 360 天齡期時 則依然以水 養護之高爐混凝土總孔隙率最低 海水養護之波特蘭 I 型混凝土次 之 臨海環境之高爐混凝土再其次 臨海環境之波特蘭 I 型混凝土 總孔隙率依然最高(H350-S< O350-S < H350-A <O350-A) 顯示總孔 隙率於 180 天齡期前 以受 GGBS 卜作嵐效應影響較大 至晚齡期 180 天 後 則海水養護之影響顯著 其趨勢與 f c=350 kgf/cm2 完全相同 表 MIP 試驗結果 組別 O280 平均 O280 平均 H280 平均 H280 平均 組別 O350 平均 O350 平均 H350 平均 H350 平均 Age28 Age90 Age180 Age360 養護條件 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) AIR SEA AIR SEA Age28 Age90 Age180 Age360 養護條件 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) AIR SEA AIR SEA

115 Age28 Age90 Age180 Age360 養護條件 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) 孔隙率CC/CC( ) AIR SEA AIR SEA 組別 OS350 平均 OS350 平均 HS350 平均 HS350 平均 750 R2 = O280-A O350-A OS350-A H280-A H350-A HS350-A R = R = R = R = R = 抗壓強度 (Mpa) 總孔隙率( /0) 圖 臨海環境下抗壓強度與總孔隙率關係

116 O280-S O350-S 2 R = R = 抗壓強度(Mpa) R2 = R 2 = H280-S 2 H350-S 2 HS350-S R = R = OS350-S 總孔隙率(0/0) 圖 海水養護之抗壓強度與總孔隙率關係 圖 海水養護 MIP 試驗結果

117 圖 臨海環境 MIP 試驗結果 18 O280-A H280-A 16 O280-S H280-S 總孔隙率 (0/0) Age28 Age90 Age180 Age360 圖 f c=280 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率

118 12 O350-A H350-A 11 O350-S 總孔隙率 (0/0) 10 H350-S Age28 Age90 Age180 Age360 圖 f c=350 kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率 13 OS350-A 12 HS350-A 11 OS350-S 總孔隙率 (0/0) HS350-S Age28 圖 Age90 Age180 Age360 f c=350scc kgf/cm2 海水養護及臨海環境混凝土總孔隙率

119 4-4 總氯離子滲入試驗結果 游離型氯離子(Free chloride ion)對鋼筋腐蝕有較大的危害 一般 水溶性氯離子試驗來測試游離態氯離子含量 以酸溶性氯離子試驗 來測試總氯離子含量[32] 由於固結型氯離子於混凝土中性化等狀 態仍容易釋出 且國家標準亦以總氯離子含量為標準 故試驗採用 酸溶性氯離子試驗來測試總氯離子含量 如圖 4-4-1a 4-4-1b 4-4-1c 所示 混凝土試體以材料快速切割 機取出中央 4cm 厚度切片 90 天齡期時 在距表層深度 0~25mm 的 範圍內以每 5mm 為一間距加以切割 而 180 天和 360 天時 在距表 面 0~50mm 的範圍內以每 10mm 為一間距加以切割 取每 1 間距之 水泥砂漿樣本磨粉後 依 CNS-1078 規範之酸溶法 測定試體中總 氯離子含量 各取樣位置所測定氯離子的含量分佈試驗結果 如表 所示 依據 Fick 第二擴散定律 將試驗所測定氯離子的含量及代表深 度代入(2-4)式之解(2-5) 由於係複雜的非線性方程式 借助商業軟 體 TableCurve 2D 以試誤法方式求解各試驗齡期之混凝土表面的氯 化物離子濃度 (C0 ppm)與氯離子在混凝土中平均擴散係數(davg m2/sec) 以表 第 1 列 H280 之計算為例 本實驗使用 TableCurve 2D v5.01 首先以資料列中 u 功能選擇 建立使用者自訂程式(2-5) 再 建 立 試 驗 資 料 (2.5*E-3,5425*E-6) (7.5*E-3,3126*E-6) (12.5*E-3,763*E-6) (17.5*E-3,103*E-6) (22.5*E-3,21*E-6) 最後 於 process 功能列選擇 Curve-Fit User Fnctions 帶入起始估 計之平均擴散係數 DAVG=1*e-12m2/sec(參考蔡得時對於氯離子擴散 係數與混凝土水灰比及使用不同種類水泥之關係的研究[49] 在海 域環境中 普通卜特蘭水泥混凝土經估算之氯離子擴散係數約在 10-8~10-7cm2/sec 間 且隨著水灰比 w/c 之升高而增加) 程式 Curve-Fit 結果為表面的氯化物離子濃度 C0=7.205*E-3=7205ppm 氯離子在混凝土中平均擴散係數 DAVG=4.823*E-12m2/sec 臨海環境條件之總氯離子試驗結果 90 天齡期總氯離子試驗結 果 如圖 所示 臨海環境 f c=350 kgf/cm2 混凝土 試體放 置臨海空曠處且完全曝露與大氣下接觸 試驗結果顯示高爐混凝土

120 抗氯離子滲入性略優於波特蘭 I 型混凝土 但差異不大 距表層深 度 0 至 5mm 處 所測得的氯離子含量都低於 100ppm 以下 而距表 層深度 5 至 10mm 及 10mm 至 15mm 處 氯離子濃度已達到趨於穩 定狀態 並推論在 25 至 30ppm 範圍內為混凝土本身所含氯離子濃 度 其來源可能為拌合用水 粗細骨材 水泥種類及添加劑 如表 以臨海環境 f c=350 kgf/cm2 高爐混凝土(H34)於 0-5mm 區 間之氯離子滲透量為 61.04ppm 此時海水養護 f c=350 kgf/cm2 自 充填高爐混凝土(HS34)於 0-5mm 區間之氯離子滲透量為 4938ppm 臨海環境混凝土之氯離子滲透量僅海水養護混凝土之氯離子滲透量 1.24% 以臨海環境 f c=350 kgf/cm2 波特蘭 I 型混凝土 O34 於 0-5mm 區間之氯離子滲透量為 66.2ppm 此時海水養護 f c=350 kgf/cm2 自充填波特蘭 I 型混凝土(OS34)於 0-5mm 區間之氯離子滲 透量為 5837ppm 臨海環境混凝土之氯離子滲透量僅海水養護混凝 土之氯離子滲透量 1.13% 臨海環境混凝土之氯離子滲透量遠低於 海水養護混凝土之氯離子滲透量 顯示海水養護混凝土之氯離子滲 透量方為影響海域環境鋼筋混凝土結構物耐久性之控制因子 故後 續僅進行海水養護混凝土氯離子滲入試驗 海水養護條件之總氯離子試驗結果 90 天齡期氯離子滲入試驗 結果 如圖 所示 由 f c=350 kgf/cm2(scc)與 f c=280 kgf/cm2 滲入試驗結果 以氯離子滲透量觀之 高爐混凝土各分層之氯離子 滲透量明顯低於波特蘭 I 型混凝土 大致以 HS350 氯離子滲透量最 低 其次是 H280 再其次是 O280 OS350 氯離子滲透量最高 HS350<H280<O280<OS350 以數值計算所得到的平均滲透係 數(DAVG)而言 以 HS350 的平均滲透係數 3.322*E-12 最低 其次是 H28 的平均滲透係數 4.823*E-12 再其次是 OS350 平均滲透係數 9.175*E-12 最 高 是 O280 平 均 滲 透 係 數 10.34*E-12 HS350<H280<OS350<O280 抗氯離子滲透性能以高爐混凝土 優於波特蘭 I 型混凝土 f c=350 kgf/cm2(scc) 優於 f c=280 kgf/cm2 180 天齡期氯離子滲入試驗結果 如圖 所示 由 f c=350 kgf/cm2 f c=350 kgf/cm2(scc)與 f c=280 kgf/cm2 滲入試驗結果

121 以氯離子滲透量觀之 高爐混凝土各分層之氯離子滲透量明顯低於 波特蘭 I 型混凝土 大致以 HS350 氯離子滲透量最低 其次是 H350 再其次是 H280 再其次是 OS350 再其次是 O350 以 O280 氯離 子滲透量最高 HS350<H350<H280<OS350<O350<O280 以數值 計算所得到的平均滲透係數(DAVG)而言 以 HS350 的平均滲透係數 1.776*E-12 最低 其次是 H34 的平均滲透係數 2.831*E-12 再其次 是 H280 平均滲透係數 3.068*E-12 再其次是 OS350 的平均滲透係 數 9.273*E-12 再其次是 O350 的平均滲透係數 9.688*E-12 最高是 O280 平 均 滲 透 係 數 11.99*E-12 HS350<H350<H280<OS350<O350<O280 抗氯離子滲透性能以 高爐混凝土優於波特蘭 I 型混凝土 f c=350 kgf/cm2(scc) 優於 f c=350 kgf/cm2 優於 f c=280 kgf/cm2 360 天齡期氯離子滲入試驗結果 如圖 所示 由 f c=350 kgf/cm2 f c=350 kgf/cm2(scc)與 f c=280 kgf/cm2 滲入試驗結果 以氯離子滲透量觀之 高爐混凝土各分層之氯離子滲透量明顯低於 波特蘭 I 型混凝土 大致以 H350 氯離子滲透量最低 其次是 HS350 再其次是 H280 再其次是 O350 再其次是 OS350 以 O280 氯離 子滲透量最高 H350<HS350<H280<O350<OS350<O280 以數值 計算所得到的平均滲透係數(DAVG)而言 以 H350 的平均滲透係數 1.189*E-12 最低 其次是 HS350 的平均滲透係數 1.747*E-12 再其 次是 H280 平均滲透係數 2.216*E-12 再其次是 O280 的平均滲透係 數 7.437*E-12 再其次是 O350 的平均滲透係數 7.834*E-12 最高是 OS350 平 均 滲 透 係 數 9.264*E-12 H350<HS350<H280<O280<O350<OS350 抗氯離子滲透性能以 高爐混凝土優於波特蘭 I 型混凝土 f c=350 kgf/cm2 優於 f c=350 kgf/cm2(scc)優於 f c=280 kgf/cm2 自充填(SCC)性質與一般坍流度相較下之總氯離子試驗結果 由 180 天齡期氯離子滲入試驗結果 抗氯離子滲透性能以高爐混凝土 優於波特蘭 I 型混凝土 f c=350 kgf/cm2(scc) 優於 f c=350 kgf/cm2 優於 f c=280 kgf/cm2 但 360 天齡期氯離子滲入試驗結果 抗 氯離子滲透性能以高爐混凝土優於波特蘭 I 型混凝土 f c=

122 kgf/cm2 優於 f c=350 kgf/cm2(scc)優於 f c=280 kgf/cm2 顯示 抗氯離子滲透性能係與水泥類型 設計強度 水膠比 有關 與自 充填或一般坍流度混凝土無關 海水養護下不同齡期之總氯離子滲入試驗結果 如表 及 表 所示 海水養護情形下 f c=280 kgf/cm2 之高爐混凝土 (H280) 90 天 180 天 360 天齡期之平均滲透係數(DAVG)分別為 4.823E E E-12 f c=350 kgf/cm2(scc)之高爐混 凝土(HS350) 90 天 180 天 360 天齡期之平均滲透係數(DAVG) 分別為 3.322E E E-12 f c=350 kgf/cm2 之高爐 混凝土(H350) 180 天 360 天齡期之平均滲透係數(DAVG)分別為 2.831E E-12 f c=280 kgf/cm2 之波特蘭 I 型混凝土(O280) 90 天 180 天 360 天齡期之平均滲透係數(DAVG)分別為 10.34E E E-12 f c=350 kgf/cm2(scc)之波特蘭 I 型混凝土 (OS350) 90 天 180 天 360 天齡期之平均滲透係數(DAVG)分別為 9.175E E E-12 f c=350 kgf/cm2 之波特蘭 I 型 混凝土(O350) 180 天 360 天齡期之平均滲透係數(DAVG)分別為 9.688E E-12 顯示高爐混凝土隨齡期發展 水化程度更完 全 平均滲透係數呈現穩定下降的趨勢 顯然卜作嵐效應於晚齡期 發揮使水泥砂漿緻密 進而使氯離子漸減進入混凝土內部 波特蘭 I 型混凝土則各齡期部分隨隨齡期發展 平均滲透係數隨之下降 部 分則約略相等 甚至略有增加情形 海水養護下總氯離子平均滲透 係數隨齡期發展如圖 由以上試驗之氯離子平均滲透係數結果 可知鋼筋混凝土結構 物於海水侵害環境下 採用 HBFC 混凝土 低水膠比 足夠的保護 層是有效阻絕氯離子侵蝕 提升耐久性的有效策略

123 表 天之各取樣位置所測定氯離子含量值 深度 (mm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Sample O280(浸置海水 90 天) H280(浸置海水 90 天) OS350(浸置海水 90 天) HS350(浸置海水 90 天) O350(臨海環境 90 天) H350(臨海環境 90 天) 本試驗方法依據 CNS-1078(2001)酸溶法 以自動電位滴定儀分析 此表層深度無施作全氯離子濃度試驗

124 表 天之各取樣位置所測定氯離子含量值 深度(mm) Sample Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) O280(浸置海水 180 天) H280(浸置海水 180 天) O350(浸置海水 180 天) H350(浸置海水 180 天) OS350(浸置海水 180 天) HS350(浸置海水 180 天) 本試驗方法依據 CNS-1078(2001)酸溶法 以自動電位滴定儀分析

125 表 天之各取樣位置所測定氯離子含量值 深度(mm) Sample Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) Cl (ppm) O280(浸置海水 360 天) H280(浸置海水 360 天) O350(浸置海水 360 天) H350(浸置海水 360 天) OS350(浸置海水 360 天) HS350(浸置海水 360 天) 本試驗方法依據 CNS-1078(2001)酸溶法 以自動電位滴定儀分析 表 天齡期氯離子滲透性 Mix No. Curing environment (day) Chloride concentration (Clˉ : ppm) 0-5 (mm) 5-10 (mm) (mm) (mm) (mm) H280 Seawater (90 days) HS350 Seawater(90 days) H350 Air (90 days) O280 Seawater (90 days) 4520 OS350 Seawater (90 days) O350 Air (90 days) C0 (ppm) DAVG (m2/s)

126 表 天及 360 天齡期氯離子滲透性 Mix No. Curing environment (day) Chloride concentration (Clˉ : ppm) C0 (ppm) DAVG (m2/s) 0-10 (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) H280 Seawater (180 days) HS350 Seawater (180 days) H350 Seawater (180 days) O280 Seawater (180 days) OS350 Seawater (180 days) O350 Seawater (180 days) H280 Seawater (360 days) HS350 Seawater (360 days) H350 Seawater (360 days) O280 Seawater (360 days) OS350 Seawater (360 days) O Seawater (360 days) 圖 a 總氯離子含量試驗之試體取樣位置示意圖

127 圖 b 總氯離子含量試驗之試體取樣位置示意圖 圖 c 總氯離子含量試驗之試體取樣位置示意圖

128 圖 圖 圖 天總氯離子滲透圖 180 天海水養護下總氯離子滲透圖

129 圖 圖 天海水養護下總氯離子滲透圖 海水養護下總氯離子平均滲透係數隨齡期發展圖 4-5 水泥砂漿微硬度試驗結果 材料抵抗外物刻劃或壓入其表面的能力稱為硬度或稱為表面硬 度 硬度可定義為在固體表面形成局部變形所需要的能量 水泥砂漿 或混凝土的表面硬度與其強度在一定條件下有一定的關係 因此可以 用表面硬度的測定推估水泥石和混凝土的強度 亦可以用硬度的測定 法研究水泥水化的過程 故微硬度強度成長將依不同齡期有所變化 [37]

130 本文以微硬度試驗探討混凝土於海水養護或臨海環境條件下 造 成水泥砂漿區的硬度變化情形 同圖4-4-1之總氯離子含量試驗之試 體取樣位置 取各組設計強度混凝土自外緣起5區域之水泥砂漿 於 28天 90天 180天及360天齡期進行微硬度試驗 28天與90天齡期取 每區域5mm 微硬度試驗結果代表由混凝土自外緣起2.5mm 7.5mm 12.5mm 17.5mm 22.5mm處微硬度值 180天與360天齡期取每區域 10mm 微硬度試驗結果代表由混凝土自外緣起5mm 15mm 25mm 35mm 45mm處微硬度值 依不同表層深度範圍繪製微硬度分佈圖 其微硬度試驗結果如表4-5-1至表4-5-12所示 (1) 微硬度試驗與抗壓試驗關係 由微硬度試驗結果如表 至表 以每個試體 5 區域微 硬度試驗之平均值代表該試體之微硬度值 臨海環境下微硬度試驗 值與抗壓試驗關係如圖 臨海環境下之混凝土其 R2 判定係數 為 ~ 海水養護下微硬度試驗值與抗壓試驗關係如圖 之混凝土其 R2 判定係數為 ~ 抗壓強度與微硬 度值呈現良好的線性關係 微硬度值可作為抗壓強度之預測佐證 欲進一步提升微硬度試驗值與抗壓試驗之線性關係 應對於混凝土 由外緣至圓心分區進行微硬度試驗 方能充分代表該混凝土之微硬 度值 (2) 海水養護下微硬度試驗結果 圖 為海水養護下 f c=280 kgf/cm2 之波特蘭 I 型混凝土 (O280)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度有低於外層微硬 度值情形 其平均微硬度值為 199.4Mpa 90 天試驗齡期內層微硬 度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 298.4Mpa 180 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值 為 335.2Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度 值 其平均微硬度值為 381Mpa 圖 為海水養護下 f c=280 kgf/cm2 之高爐混凝土(H280)微 硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度 值 其平均微硬度值為 237Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值穩定

131 高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 330.8Mpa 180 天試驗齡 期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 371.2Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 440.6Mpa 圖 為海水養護下 f c=350 kgf/cm2 之波特蘭 I 型混凝土 (O34)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層與外層微硬度值高低較不穩 定 其平均微硬度值為 273.6Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值穩定 低於外層微硬度值 其平均微硬度值為 325.8Mpa 180 天試驗齡期 內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 424.6Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 485Mpa 圖 為海水養護下 f c=350 kgf/cm2 之高爐混凝土(H34)微 硬度試驗值 28 天內層微硬度值穩定低於外層微硬度值 其平均微 硬度值為 278.2Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值穩定低於外層微硬 度值 其平均微硬度值為 308.8Mpa 180 天試驗齡期內層微硬度值 穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 422.4Mpa 360 天試驗 齡期內層微硬度值穩定 高於外層微硬 度值 其平均微硬度值 為 500.6Mpa 圖 為海水養護下 f c=350 kgf/cm2 之自充填波特蘭 I 型混 凝土(OS34)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值低於外層微 硬度值 其平均微硬度值為 267.2Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值 約相等於外層微硬度值 其平均微硬度值為 365.4Mpa 180 天試驗 齡期內層微硬度值穩定 高於外層微硬 度值 其平均微硬度值 為 402.4Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 454.6Mpa 圖 為海水養護下 f c=350 kgf/cm2 之自充填高爐混凝土 (HS34)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值約等於外層微硬 度值 其平均微硬度值為 307.2Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值約 相等於外層微硬度值 其平均微硬度值為 367.2Mpa 180 天試驗齡 期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 471.6Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值

132 其平均微硬度值為 537.8Mpa 整體而言 海水養護下 各配比於各齡期內層微硬度值有穩定 高於外層微硬度值趨勢 相同設計強度 相同齡期時 HBFC 混凝土 微硬度試驗值高於 OPC 混凝土 (3) 臨海環境條件微硬度試驗結果 圖 為臨海環境下 f c=280 kgf/cm2 之波特蘭 I 型混凝土 (O28)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微 硬度值情形 其平均微硬度值為 184.4Mpa 90 天試驗齡期內層微 硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 318Mpa 180 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值 為 354.2Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度 值 其平均微硬度值為 495.2Mpa 圖 為臨海環境下 f c=280 kgf/cm2 之高爐混凝土(H28)微 硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度 值 其平均微硬度值為 203.6Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值約 相等於外層微硬度值 其平均微硬度值為 331Mpa 180 天試驗齡 期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 358.2Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 428.4Mpa 圖 為臨海環境下 f c=350 kgf/cm2 之波特蘭 I 型混凝土 (O34)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層與外層微硬度值高低較不穩 定 其平均微硬度值為 285.2Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值穩定 高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 276.6Mpa 180 天試驗齡期 內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 419.4Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 495.2Mpa 圖 為臨海環境下 f c=350 kgf/cm2 之高爐混凝土(H34)微 硬度試驗值 28 天內層微硬度值與外層微硬度值略不穩定 其平均 微硬度值為 221.8Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微 硬度值 其平均微硬度值為 266.4Mpa 180 天試驗齡期內層微硬度

133 值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 375Mpa 360 天試驗 齡期內層微硬度值穩定 高於外層微硬 度值 其平均微硬度值 為 451.2Mpa 圖 為海水養護下 f c=350 kgf/cm2 之自充填波特蘭 I 型 混凝土(OS34)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值約相等於 外層微硬度值 其平均微硬度值為 220Mpa 90 天試驗齡期內層微 硬度值約相等於外層微硬度值 其平均微硬度值為 304.2Mpa 180 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值 為 436.8Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度 值 其平均微硬度值為 503.2Mpa 圖 為臨海環境下 f c=350 kgf/cm2 之自充填高爐混凝土 (HS34)微硬度試驗值 28 天試驗齡期內層微硬度值約等於外層微硬 度值 其平均微硬度值為 255Mpa 90 天試驗齡期內層微硬度值約 相等於外層微硬度值 其平均微硬度值為 318Mpa 180 天試驗齡期 內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 424.4Mpa 360 天試驗齡期內層微硬度值穩定高於外層微硬度值 其平均微硬度值為 478.4Mpa 整體而言 臨海環境下 各配比於各齡期內層微硬度值有穩定 高於外層微硬度值趨勢 相同設計強度 相同齡期時 HBFC 微硬度 試驗值低於 OPC 混凝土 (4) 相同設計強度微硬度試驗結果 圖 為 f c=280 kgf/cm2 混凝土(O280 H280)微硬度試驗 結果 圖 為 f c=350 kgf/cm2 混凝土(O350 H350)微硬度試 驗結果 圖 為 f c=350 kgf/cm2 自充填混凝土(OS350 HS350) 微硬度試驗結果 OPC 混凝土微硬度於 90 天試驗齡期前大致以海 水養護下微硬度高於臨海環境 O-S>O-A 180 天試驗齡期後以海 水養護下微硬度均低於臨海環境 O-S<O-A 但 HBFC 混凝土各齡 期海水養護下微硬度均高於臨海環境 H-S>H-A

134 表 天 f c=280 kgf/cm2 微硬度試驗結果 28 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 28 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350(scc) kgf/cm2 微硬度試驗結果 28 天 表層深度(mm) 臨海環境 OS 海水養護 OS 臨海環境 HS 海水養護 HS 單位 Mpa

135 表 天 f c=280 kgf/cm2 微硬度試驗結果 90 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 90 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350(scc) kgf/cm2 微硬度試驗結果 90 天 表層深度(mm) 臨海環境 OS 海水養護 OS 臨海環境 HS 海水養護 HS 單位 Mpa

136 表 天 f c=280kgf/cm2 微硬度試驗結果 180 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 180 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350(scc)kgf/cm2 微硬度試驗結果 180 天 表層深度(mm) 臨海環境 OS 海水養護 OS 臨海環境 HS 海水養護 HS 單位 Mpa

137 表 天 f c=280 kgf/cm2 微硬度試驗結果 360 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350 kgf/cm2 微硬度試驗結果 360 天 表層深度(mm) 臨海環境 O 海水養護 O 臨海環境 H 海水養護 H 單位 Mpa 表 天 f c=350 kgf/cm2(scc)微硬度試驗結果 360 天 表層深度(mm) 臨海環境 OS 海水養護 OS 臨海環境 HS 海水養護 HS 單位 Mpa

138 圖 臨海環境下微硬度試驗值與抗壓試驗關係 圖 海水養護下微硬度試驗值與抗壓

139 Microhardness(Mpa) TypeI-280-sea curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 海水養護下 O280 微硬度試驗值 Microhardness(Mpa) MS-280-sea curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 海水養護下 H280 微硬度試驗值

140 Microhardness(Mpa) TypeI-350-sea curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 海水養護下 O350 微硬度試驗值 Microhardness(Mpa) MS-350-sea curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 海水養護下 H350 微硬度試驗值

141 Microhardness(Mpa) TypeI-350SCC-sea curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 海水養護下 OS350 微硬度試驗值 Microhardness(Mpa) MS-350SCC-sea curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 海水養護下 HS350 微硬度試驗值

142 Microhardness(Mpa) TypeI-280-air curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 臨海環境下 O280 微硬度試驗值 Microhardness(Mpa) MS-280-air curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 臨海環境下 H280 微硬度試驗值

143 Microhardness(Mpa) TypeI-350-air curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 臨海環境下 O350 微硬度試驗值 Microhardness(Mpa) MS-350-air curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 臨海環境下 H350 微硬度試驗值

144 Microhardness(Mpa) TypeI-350SCC-air curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 臨海環境下 OS350 微硬度試驗值 Microhardness(Mpa) MS-350SCC-air curing days curing days curing days curing days Distance from the surface 圖 臨海環境下 HS350 微硬度試驗值

145 Microhardness(Mpa) 圖 f c=280 kgf/cm2 混凝土微硬度試驗結果 O350-A O350-S H350-A H350-S 天 90天 180天 360天 Curing days 圖 圖 f c=350 kgf/cm2 混凝土微硬度試驗結果 f c=350 kgf/cm2 自充填混凝土微硬度試驗結果

146 4-6 中性化試驗結果 參考RILEM CPC- 18所建議之方法在濃度為70%的乙醇溶液中加 入1%的酚酞指示劑 噴灑於混凝土表面 混凝土中性化最主要的原 因是外界環境中的侵蝕性氣體進入混凝土孔隙中與水泥水化反應生 成物氫氧化鈣 (Ca(OH)2) 產生反應 侵蝕性氣體 例如二氧化碳 (CO2) 二氧化硫(SO2) 硫化氫(H2S) 氟化氫(HF)等皆會與混凝土發 生化學反應 二氧化碳與混凝土內的氫氧化鈣反應成碳酸鈣(CaCO3) 與水 碳酸鈣溶解度遠比氫氧化鈣低 且水溶物呈弱鹼性 所以會降 低孔隙水溶液的pH值 當混凝土中所有的氫氧化鈣發生中性化反 應 則pH值將下降至8.3以下 此時鋼筋表面鈍態保護膜將呈不穩定 狀態 當混凝土內的孔隙水溶液由鹼性降低成中性後 鋼筋所釋出的 離子與混凝土中的氧反應成FeO 因FeO多孔鬆軟無法保護鋼筋 於 是鋼筋在中性化環境中持續腐蝕 混凝土中性化是由外向內漸進侵 入 當中性化到達鋼筋表面時 即易造成鋼筋腐蝕現象 本試驗試體採結構混凝土之低水膠比配比 水膠比為 0.34~0.36 混凝土試體於海水養護及臨海環境下 當海水養護時 由 於試驗期間試體均浸置於海水中 隔絕氣體進入 各齡期試驗均無中 性化情形 臨海環境下 則由於係低水膠比配比 360天齡期前中性 化情形亦輕微 至360天試驗齡期 各配比碳化深度如表4-6-1 f c=280kgf/cm2波特蘭i型混凝土(o28)約0.45cm f c=350kgf/cm2波特 蘭I型混凝土(O34)約0.2cm f c=350kgf/cm2自充填波特蘭i型混凝土 (OS34) 約 0.6cm 280kgf/cm2 高 爐 混 凝 土 (H28) 約 0.75cm f c=350kgf/cm2高爐混凝土(h34)約0.6cm f c=350kgf/cm2自充填高爐 混凝土(HS34)約0.55cm 試驗照片如4-6-1~4-6-5 至360天試驗齡期 高 爐 混 凝 土 中 性 化 程 度 約 0.75~0.55cm 波 特 蘭 I 型 混 凝 土 約 0.6~0.2cm 高爐混凝土中性化程度較同配比波特蘭I型混凝土嚴重 中性化程度隨水膠比增加而增加

147 表 天(臨海環境下)中性化深度 混凝土類型 碳化深度(cm) 0.4 O28-Air H28-Air O34-Air H34-Air OS34-Air (SCC) HS34-Air (SCC)

148 照片 O280(臨海環境下)360 天中性化情形 照片 H280(臨海環境下)中性化情形

149 照片 O350(臨海環境下)360 天中性化情形 照片 H350(臨海環境下)360 天中性化情形

150 照片 OS350(臨海環境下)360 天中性化情形 照片 HS350(臨海環境下)360 天中性化情形

151 第五章 結論與建議 5-1 結論 本研究的目的在於模擬臨海結構物現場環境之浸泡海水及曝露 臨海大氣環境下 探討高爐混凝土(HBFC)與一般波特蘭混凝土(OPC) 的力學 微觀結構特性及耐久性 由實驗結果與討論中 得到以下結 論: 1. 海水養護環境下 28 天齡期後 抗壓強度以 O350 混凝土 最佳 其次是 OS350 混凝土 以 H280 最低 HS350 次低 顯示海水養護 晚齡期時 海水對於 HBFC 混凝土劣化效 應較 OPC 混凝土顯著 各試驗齡期 各試驗組高爐混凝土 抗壓強度均低於一般混凝土 高爐混凝土晚齡期的卜作嵐反 應並沒有發揮效果 2. 劣化指標(Index of Inferior quality, II)於 28 天養護齡期前 各配比海水養護混凝土值均大於 1 代表各混凝土於海水養 護情形 早齡期仍以海水中充足水份提供水化條件 為此時 抗壓強度發展主因 故此時混凝土受海水養護抗壓強度大於 暴露大氣環境抗壓強度 28 天養護齡期後 除 OS350 HS350 外 各配比海水養護混凝土 II 值均小於 1 OS350 HS350 劣化指標 II 值大於 1 係因為晚齡期暴露大氣環境 OS350 HS350 抗壓強度有劣化情形所致 3. 暴露臨海大氣環境下 早齡期(7 天齡期前)時 HBFC 較 OPC 為較低抗壓強度 晚齡期(28 天齡期後)時 HBFC 由於卜作 嵐效應 使具有較 OPC 高抗壓強度 晚齡期時自充填混凝 土抗壓強度較一般坍流度混凝土有明顯劣化情形 顯示自充 填混凝土養護環境的重要性 SCC 混凝土於養護不足情形 下 抗壓強度明顯折減 4. 劈裂強度與抗壓強度之發展關係 在海水養護下 R2 判定係 數 為 ~ 在 臨 海 環 境 下 R2 判 定 係 數 為

152 0.9923~ 均呈現良好線性關係 混凝土劈裂強度與 抗壓強度比值關係而言 海水養護情形下 各配比混凝土劈 裂強度與抗壓強度之比值於各試驗齡期均呈現穩定比率 約 略相等 平均比值由 6.28%~7.40% 相同設計強度之 HBFC 高於 OPC 臨海環境下 劈裂強度與抗壓強度之比值 各配 比混凝土除 OS350 HS350 外均呈現不穩定比率 平均比 值由 6.29%~8.17% 均以早齡期比值高於晚齡期 顯示曝露 大氣環境下 抗壓強度隨齡期仍呈現成長狀態 而抗拉強度 成長頗為遲緩 劈裂強度成長與養護狀況是否有足夠濕氣關 係密切 5. 劈裂強度於海水養護情形下 在早齡期時為 HBFC 混凝土 低於 OPC 混凝土 晚齡期則呈現 HBFC 混凝土高於 OPC 混凝土 顯示 HBFC 混凝土中 GGBS 有效增加晚齡期劈裂 強度 與海水養護環境下 各試驗齡期 均呈現各試驗組高 爐混凝土抗壓強度均低於一般混凝土之發展趨勢不同 於臨 海環境下 早齡期時 HBFC 混凝土大多均較 OPC 混凝土 低 晚齡期時 HBFC 具有較 OPC 高劈裂強度 與抗壓強度 發展有相同趨勢 90 天齡期前 海水養護混凝土之劈裂強 度低於臨海環境下 於 360 天晚齡期海水養護混凝土之劈裂 強度高於臨海環境混凝土 至於 360 天長齡期之後 海水是 否將造成劈裂強度發展遲緩甚至劣化 有待進一步實驗證 明 6. 總孔隙率與抗壓強度之發展關係 臨海環境下之混凝土其 R2 判定係數為 ~ 海水養護下之混凝土其 R2 判定係數為 ~ 抗壓強度與總孔隙率呈現良好 的線性關係 以總孔隙率作為抗壓強度預測佐證 可獲得良 好預測值 7. 海水養護及臨海環境條件下總孔隙率隨齡期變化情形 各 齡期高爐混凝土之水泥砂漿總孔隙率均大致呈現較同齡期 波特蘭 I 型混凝土為低外 總孔隙率隨齡期減低速率亦較波

153 特蘭 I 型混凝土快速 天齡期臨海環境混凝土之氯離子滲透量僅海水養護混凝 土之氯離子滲透量 1.13% 臨海環境混凝土之氯離子滲透量 遠低於海水養護混凝土之氯離子滲透量 顯示海水養護混凝 土之氯離子滲透量方為影響海域環境鋼筋混凝土結構物耐 久性之控制因子 氯離子滲入試驗結果 抗氯離子滲透性能 以高爐混凝土優於波特蘭 I 型混凝土 與水泥類型 設計強 度 水膠比 有關 與自充填或一般坍流度混凝土較為無關 9. HBFC 混凝土隨齡期發展 水化程度更完全 平均滲透係數 呈現穩定下降的趨勢 顯示卜作嵐效應於晚齡期發揮使水泥 砂漿緻密 進而降低氯離子進入混凝土內部之速率 OPC 混凝土則各齡期部分隨齡期發展 平均滲透係數隨之下降 部分則約略相等 甚至略有增加情形 鋼筋混凝土結構物於 海水侵害環境下 採用 HBFC 混凝土 低水膠比 足夠的 保護層是有效阻絕氯離子侵蝕 提升耐久性的有效策略 10. 微硬度與抗壓強度之發展關係 在海水養護下 R2 判定係數 為 ~ 在 臨 海 環 境 下 R2 判 定 係 數 為 ~ 均呈現良好線性關係 微硬度值可作為抗 壓強度之預測佐證 海水養護下 各配比於各齡期內層微硬 度值有穩定高於外層微硬度值趨勢 相同設計強度 相同齡 期時 HBFC 混凝土微硬度試驗值大致均高於 OPC 混凝土 與海水養護環境下抗壓強度發展趨勢不同 臨海環境下 各 配比於各齡期內層微硬度值亦有穩定高於外層微硬度值趨 勢 相同設計強度 至 180 天齡期後 HBFC 微硬度試驗值 低於 OPC 混凝土 與晚齡期時之抗壓強度 HBFC 高於 OPC 發展趨勢不同 11. 海水養護時 各齡期混凝土無中性化情形 臨海環境下 由於試驗試體採結構混凝土之低水膠比配比 水膠比 0.34~ 天齡期前中性化情形輕微 至 360 天試驗齡 期 高爐混凝土中性化程度約 0.75~0.55cm 波特蘭 I 型混

154 凝土約 0.6~0.2cm 高爐混凝土中性化程度較同配比波特蘭 I 型混凝土嚴重 中性化程度隨水膠比增加而增加 5-2 心得建議 1. 混凝土試體採取試驗區間之水泥砂漿樣品進行孔隙率 氯 離子滲入試驗 應使用精密鑽石切割機取樣 以降低取樣 誤差 另於氯離子滲入試驗取樣時 應採用乾切機具 方 能避免冷卻水造成氯離子含量誤差問題 2. 潮間帶混凝土之氯離子滲透係數及力學性質影響結構物耐 久性至鉅 如何設計實驗使符合該工程實務情形是後續值 得探討的課題 3. 本工程使用自充填混凝土於橋塔與墩柱結構 以提升混凝土 可靠性與均勻性 惟由於自充填混凝土具有較高粘滯性 致 使3維曲度變化的橋塔混凝土表面多氣孔且粗糙 形成須改 善之外觀品質問題 建議先以小尺寸模型試灌 參考調整高 爐混凝土配比 或改使用一般坍流度混凝土 改善橋塔混凝 土表面品質 4. 本研究以混凝土試體進行混凝土於海域環境力學與物理性 質影響的實務研究探討 建議可進一步規劃於混凝土試體中 置入鋼筋 進行氯離子滲入實驗相關探討 5. 對於本實驗以本工程使用之結構混凝土為探討目標 試驗水 膠比 雖然達到探討工程實務使用之結構 混凝土特性的目的 但由於水膠比差異不大 導致各試驗結 果指標之間趨勢探討的困難 在試驗規劃中加入水膠比較高 的次要結構混凝土 更能有效探討不同水膠比之特性差異

155 參考文獻 1. 洪文方, 普通水泥中添加高爐熟料之影響, 國立台灣工業 技術學院碩士論文, 顏聰 國立中興大學土木系高等混凝土講義 3. 黃兆龍 卜作嵐混凝土使用手冊 財團法人中興工程顧問 社出版 2007 年 10 月 4. 吳文斌 鋼筋混凝土腐蝕耐久性量測技術之研究 國立海 洋大學八十八學年度碩士論文 5. 陳豪吉 國立中興大學土木系輕質混凝土講義 6. 財團法人台灣營建研究院 橋梁隧道材料腐蝕劣化原因之探討 及防治對策 民國 88 年 7. 台灣營建研究院 詹穎雯等 新拌混凝土中氯離子含量檢測 新拌混凝土中氯離子檢測訓練班講義 民國 87 年 8. 楊仲家 黃然 卓益揚 高強度混凝土中鋼筋腐蝕行為之研 究 防蝕工程 第十一卷 頁 民國 86 年 9. 黃然 葉為忠 張建智 吳建國 楊仲家 鋁鋅銦犧牲陽極應 用於鋼板防蝕效能之試驗及數值之研究 防蝕工程 第九卷 頁 民國 84 年 10. 岸谷孝一等編著 鹽害(II) 技報堂出版 鋼筋混凝土構造物耐久性調查 診斷與補修之指針與解說 日本建築學會 岸谷孝一等編著 鹽害(I) 技報堂出版 工業技術研究院工業材料研究所 橋梁防蝕設計與施工準則建 立之研究 交通部公路總局 民國 93 年 14. 熊大玉 王小虹 混凝土外加劑 化學工業出版社 北京 梁明德 黃然 陳正宗等 鋼筋混凝土橋梁腐蝕及使用年限之 研究 中興工程顧問社 民國 86 年 16. 楊逸詠 江永清 吳金能 鋼筋混凝土建築物龜裂-理論與實 際 詹氏書局 民國 76 年 17. 林維明 黃兆龍 彭耀南 饒正 台灣濱海鋼筋混凝土結構物 腐蝕調查研究 防蝕工程 第十一卷 第四期 民國 86 年

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