4.當L>100d時，靶材所承受之沖擊力為0。
而本實驗噴嘴出口口徑為4mm，如圖3所示，設定之沖擊距離為15mm，若以上述說明換算沖擊距離與靶材實際承受沖擊能量之關係，可確定本實驗靶材所承受之能量為沖擊系統所提供之全部能量，故可將沖擊距離視為控制變數，其不影響沖擊系統對靶材所提供之沖擊能量變化。
表1本實驗所使用之沖蝕條件
沖擊型態
使用參數
固體撞擊沖蝕
沖擊流速（m/s）
150
沖擊角度（degree）
15、30、45、60、75、90
沖擊距離（mm）
15
沖擊介質
石英砂粒
砂流量（g/min）
2±0.5
砂粒（石英砂）粒徑（μm）
50~70
沖擊時間（min）
15
2.窩蝕試驗
試片採用S45C碳鋼材質，一組未經任何熱處理，一組則經過淬火硬化至表面硬度HRC45。
試片外型加工成螺絲狀，螺絲頭直徑12.62mm，螺牙的部份在窩蝕試驗時，緊鎖在振盪頭（Horn）的母牙處，以防止試驗進行時的超音波振動造成試片鬆動或脫落。
螺絲頂面以砂紙研磨，並用氧化鋁粉拋光至鏡面，以便消除表面粗度對窩蝕的影響。
窩蝕試驗在自來水中進行，超音波產生器規格為頻率20kHz、振幅調整在50m。
實驗進行分為0-15分鐘、15-30分鐘、30-45分鐘、45-60分鐘四個階段，總測試時間60分鐘，試片每隔15分鐘即取下以電子式天平量測重量損失。
表2為測試條件。
表2 窩蝕所使用的條件
振幅（m）
50
頻率（kHz）
20
時間（min）
0、15、30、45、60
窩蝕環境（900ml）
自來水
四、實驗原理
固體顆粒衝擊行為
沖蝕對材料所造成之損害，多半為砂粒沖擊所致，其沖擊行為如圖5所示，會在材料表面造成弧狀凹痕（crater）之形態。
而影響材料沖蝕速率之因素，諸如：
沖擊砂粒之形態、尺寸、速度、流量及受沖擊材料本身之性質等，以下將一一闡述。
材料的沖蝕機構，可歸納為延性沖蝕及脆性沖蝕兩種模式，一般而言，若沖蝕砂粒是以微切削（micro-cutting）、鏟挖（scratching）等塑性變形的方式進行材料的消耗，是為延性沖蝕；一般金屬工業材料的沖蝕多為此種型式。
若耗損是由撞擊應力引起的微裂紋（micro-crack），並伴隨裂紋的延伸過程所造成，則屬於脆性沖蝕，陶瓷、碳化物、氧化物等硬脆材料的沖蝕通常屬此。
延性沖蝕機構最早由學者Finnie提出，他指出多角狀砂粒高速衝擊材料表面時，砂粒之突出角刃會以圖6（a）所示刀具切削之方式，造成材料的沖蝕損耗，該沖蝕強度與衝擊角度、砂質、砂形及靶材性質間關係密切。
在低角度（<45度）下，此種沖蝕機構亦可能發生在伸長率僅1~2%的低延性材料。
當衝擊角度變大時，作用在材料表面的應力型態，會由低衝擊角度之斜向剪切應力為主的模式逐漸轉變成反覆作用的正向壓應力，此時沖蝕不再藉單一的機構發生，而是以局部塑性變形的方式，產生所謂的變形磨耗（deformationwear）。
Bellman曾以鋼珠對鋁質靶材進行單擊沖蝕試驗（singleimpacttest），以觀察延性材料的變形磨耗過程，結果歸納出擠伸（extrusion）與鍛壓（forging）是變形磨耗主要機構；當高速砂粒以某一傾斜角度衝擊材料表面時，若衝擊點所承受的應力超過材料的降伏強度，將迫使衝擊點四周發生塑性變形，形成弧狀凹痕（crater），凹痕邊緣並出現因壓擠作用而形成突起的屑片（chips），圖6（c）、（f）為此一機構之示意圖，此屑片受到後續砂粒不斷地撞擊，或因硬化而脆斷或被砂粒直接切除，造成材料的耗損。
故延性材料受砂粒沖蝕之主要行為模式為切削與塑性變形的交互作用。
圖5固體顆粒沖擊材料表面示意圖
圖6數種常見之砂粒沖擊型態
（a）微切削（b）表面裂紋（c）擠伸和鍛壓
（d）微裂紋（e）疲勞屑片（f）擠伸突起屑片
連續撞擊下，材料表層因金屬疲勞而出現薄板狀屑片（thinplatelets）是造成材料沖蝕的另一機構，見圖6（e），這種機構在球狀砂粒及高角度沖蝕下最明顯，並與材料性質有較大關連：
一般而言，疊差能（stackingfaultenergy）高的延性材料，在砂粒撞擊下，表層差排密度增加快速，且發生加工硬化的效果，使其變得硬脆，加速疲勞裂紋及屑片的形成，提高斷裂剝離的速率。
脆性沖蝕一般發生在硬度較高的脆性材料，衝擊砂粒的硬度可能相對低於靶材。
在此情況下，材料的沖蝕不再以切削或大量塑性變形的方式進行，而是砂粒高速撞擊靶材表面時，因能量轉移而形成高衝擊應力場，使硬脆靶材在衝擊點附近形成微裂紋，如圖6（b）所示。
即使在撞擊能量較低時，受連續性之衝擊，也一樣會在材料表面或次表面形成疲勞裂紋，如圖6（d），這兩種裂紋的模式為脆性沖蝕之主要機構。
上述裂紋在重複應力作用下，向四方延伸並彼此交錯，最後導致材料的剝離。
至於脆性沖蝕量的大小，目前尚未建立有效可靠的計算模式，但利用彈性碰撞理論可導得撞擊點四周的應力分佈情況，式
（1）為脆性材料在90度角衝擊下，沿著接觸面徑向引發的應力計算式：
……………………
（1）
其中σr為徑向應力，ρ、V、μ1、E1分別為砂粒之密度、速度、帕松比（poisson’sratio）、彈性模數（elasticmodulus）；μ2、E2則為靶材之帕松比及彈性模數。
由式
（1）雖無法得知材料的沖蝕速率，但它顯示對於脆性材料的沖蝕速率，材料彈性模數提供負向作用（negativeeffect），帕松比則提供一正向作用（positiveeffect），此結果與實驗結果吻合，因為高衝擊角度下，沖蝕速率隨材料硬度增加，確實有逐漸增高的趨勢。
影響材料沖蝕速率的因素非常多且複雜，實際情況下，沖蝕速率決定於各因素之綜合效應，一般可將這些因素歸納為三大類：
（1）衝擊型式：
如沖擊角度、沖擊速度。
（2）砂粒性質：
包括形狀、大小、密度及濃度。
（3）靶材性質：
材料顯微結構、硬度、延韌性、加工硬化性、殘留應力、表面狀況等。
在有關文獻中，對各單項因素與沖蝕速率間的關係已有了定性或定量上的結論，暸解這些關係有助於掌握正確的選材方向，並設計更有效率的抗沖蝕系統，茲就其中數項重要因素對沖蝕的影響概述如下：
（1）沖擊角度
沖擊角度對沖蝕速率的影響會因靶材性質不同而有顯著的差異，圖7顯示在不同沖擊角度下，碳鋼、硬化鋼、陶瓷、聚合物四種性質迥異的材料沖蝕速率受沖擊角度之影響情形。
其中延性材料如碳鋼，在沖擊角為30度時有最大沖蝕速率，因為延性材料在低角度高速度衝擊下，有利於切削或擠伸等延性沖蝕機構的進行；而脆性材料如陶瓷，因是藉撞擊應力引發微裂紋為其耗損機構，故最大沖蝕速率發生在具有最大沖擊能時，即當沖擊角度為90度時之情況下，而在低角度沖擊時，材料耗損量甚低。
至於彈性模數較低的聚合物則出現與脆性材料完全相反的結果，於90度沖擊下幾乎不發生損耗。
（2）沖擊速度
不論延性材料或脆性材料，砂粒沖擊速度的提高均會使沖蝕量增加，一般認為，兩者間存在著以下的關係式：
ε=KVn
其中ε：
沖蝕速率，V：
沖擊速度，K：
常數，n值則與材料性質有關；在延性材料中，n介於2~2.5間；而脆性材料對沖擊速度較為敏感，n值可高達6，圖8說明此一現象。
（3）砂粒大小
一般情況下，靶材之沖蝕速率與砂粒大小成正比關係，但當砂粒大於某一臨界粒徑時，則對沖蝕影響不大，Ruff等人曾針對延性材料做系列研究，發現此一臨界值約為120~130μm。
此外，不同砂粒粒徑下的沖蝕，會改變脆性材料的沖蝕機構，例如以較大粒徑（120~150mesh）之砂粒沖擊玻璃或全硬化鋼時，會出現脆性沖蝕型態，但以較小粒徑（1000mesh以上）砂粒沖擊時，則耗損型態轉變成延性沖蝕。
由此獲得的另一結論：
脆性材料沖蝕速率對砂粒大小的敏感度遠高於延性材料。
（4）砂粒形狀
砂粒形狀對沖蝕的影響與沖擊角度有關；在相同粒徑、質量、速度的情況下，球狀顆粒在90度高角度下的沖蝕強度較不規則多角形顆粒為大，同樣的，多角形顆粒在低角度下的沖蝕強度則較為明顯。
這種現象往往對沖蝕結果有很大的影響，以圖9為例，碳化物含量較多的白口鑄鐵，雖然硬度較高，其對球狀砂粒的抗沖蝕性反弱於碳化物含量較低的白口鑄鐵，但面對多角狀砂粒沖蝕時，則出現完全相反的結果。
圖7不同材質下，沖擊角度對沖蝕速率之影響
α：
碳鋼，β：
硬化鋼，γ：
陶瓷，δ：
聚合物
圖8延性材料與脆性材料之沖蝕速率與沖擊速度間的關係
圖9砂粒形態對不同含碳量（9.5vol.%及31.2vol.%）白口鑄鐵沖蝕之影響，
上圖為衝擊角30°下圖為衝擊角90°
（5）砂粒硬度
Richardson曾對砂粒硬度對沖蝕速率的影響做成下列結論：
當砂粒硬度超過被沖蝕靶材之表面硬度時，砂粒硬度變化對靶材沖蝕速率的影響不大，僅當砂粒硬度低於表面硬度或某一硬脆相之硬度時，砂粒硬度對沖蝕速率的影響才較顯著。
另外，硬度較低的砂粒，因在高速沖擊時具有高動能，所以對硬質靶材一樣會造成嚴重的沖蝕損耗。
窩蝕
窩蝕（Cavitationerosion）的現象是液體中的氣泡在臨近固體表面破碎時造成材料逐漸流失的過程。
在液體壓力變化劇烈或液流累積擾動的狀態下，導致液體內部分壓力低於液體蒸氣壓時，該處液體會蒸發形成氣泡，氣泡再因為液體壓力驟增而瞬間向內陷縮破裂（Collapse），陷縮過程產生衝擊波（Shockwave），對材料造成第一波的攻擊，接著原本環繞在氣泡周圍的液體向內奔馳，形成微噴射液流（Microliquidjet）衝擊在附近的材料表面，此衝擊應力高達數百到1000MPa，液流速度亦可達到100-400m/s，足以造成材料表面產生破裂或是塑性變形。
而固體表面有微缺陷存在時，更是容易產生液流累積擾動之處，週而復始，破壞逐漸擴大。
圖10純機械作用力下的窩蝕損害示意圖
窩蝕損害經常發生在渦輪葉片、輪船螺旋槳、幫浦葉片、超音波振盪元件、及其它高速流體流過的表面和壓力變化極大的表面如管路。
當液體的壓力突然下降則在常溫就會有沸騰的現象。
假設有一中空圓柱裝滿水，柱頂由一緊密活塞壓著。
當活塞突然上昇時，水立刻蒸發產生氣泡。
再讓活塞壓縮，水的壓力變大，氣泡又立刻破滅。
抽水幫浦或螺旋槳葉片就是高速重覆這種動作的元件。
如果機械元件所面臨的液體環境沒有腐蝕性，則機械元件的流失速率與流體力學的各項定率有關，亦即與液體的黏滯性、流速、蒸氣壓等有關。
液體溫度是一個重要的參數，大多數材料的損失速率自液體凝固點起隨液體溫度增加而增加，過了凝固點與沸點中間溫度後，損失速率開始下降，如圖11所示，這此乃在低溫時，液體黏滯性與表面張力較高，接著隨液體溫度上升，黏滯度與表面張力下降，並促使液體蒸發形成氣泡。
當溫度接近沸點時，則因為熱動力學的關係使窩蝕減少。
在高溫下，氣泡形成時，周圍液體釋出潛熱，導致氣泡內氣壓下降，造成氣泡的擴大被延緩。
而氣體溶解量亦隨液體溫度增加而提高，使氣泡變多或昇高液體對某些材料的腐蝕性。
如果液體環境為腐蝕性，則機械元件會同時承受機械力和化學或電化學腐蝕反應的作用。
當機械元件不具耐蝕的特性時，在機械與化學雙重的破壞作用下，機械元件的質量流失速率很可能數倍於機械元件在非腐蝕性液體的流失速率。
大部份窩蝕作用的環境皆為這種情形。
圖11窩蝕速率與液體溫度關係
當環境不具有腐蝕性時，窩蝕破壞是一種機械力的破壞。
影響抗窩蝕性的材料性質包括：
微結構、機械強度、加工硬化性、麻田散體變態、疊差能。
可以根據多個材料的機械性質評估其窩蝕速率，如下列所示：
（MDPR）-1=k（UR）
（MDPR）-1=k（HB）1.8硬度
（MDPR）-1=k（SE）0.738應變能
（MDPR）-1=k（UR×HB）0.72
（MDPR）-1=k（UR×Y）0.659
（MDPR）-1=k（TS*）2.3真實最大抗拉強度
Meandepthofpenetrationrate,MDPR為窩蝕成長速率，UB為最大彈性能，HB為硬度，SE為應變能，TS為真實最大抗拉強度。
總體而言，窩蝕可以看作是一種疲勞破壞的形式，材料的抗窩蝕性與其抗疲勞性趨勢相同。
但是這些結果僅適用於評估少部份的金屬，因為就算是同一材料面對同一液體，只要窩蝕氣泡與液流的狀況改變，就會有不同窩蝕結果發生，因此材料的抗窩蝕性應該視為一種獨立的機械性質。
材料在一般流體沖蝕下所造成之損害，常是窩蝕、液體與液固混合等三種沖蝕型態之組合，故應用於抗沖蝕之材料者，需接受此三種沖蝕型態之測試，以瞭解該材料在不同沖蝕型態下之抗沖蝕性質，從而判斷其應用潛力與時機。
五、問題與討論：
1.簡述材料在固體顆粒下的沖蝕行為。
2.請說明沖擊角度不同對試片中重量損失有什麼樣的影響，與材料機械性質有什麼樣的關係。
3.根據實驗結果的比較，你認為碳鋼在淬火處理前後的固體顆粒沖蝕損失有何不同？
為什麼？
4.從窩蝕損失曲線上，你認為哪一段區間為損失潛伏期？
硬度變化對材料抗窩蝕性有何影響？
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