Entwicklung und Verhalten einer dünnen Passverbindung zur Laminierung mit strukturellem PVB

Datum: 1. November 2022

Glasstrukturen und Ingenieurwesen | https://doi.org/10.1007/s40940-022-00198-6

Für den Bau eines doppelt gekrümmten, rahmenlosen, modularen Glasschalen-Demonstrators wurde eine Edelstahl-Beschlagverbindung mit einer trapezförmigen, dünnen Folie entwickelt, die in den Zwischenraum von zweischichtigem Sicherheitsglas einlaminiert wird. Für die Verbindung innerhalb des Glaslaminats wird eine strukturelle PVB-Zwischenschicht verwendet. Abhängig von der erforderlichen Zwischenschichtdicke und dem gewünschten ästhetischen Erscheinungsbild können verschiedene Zwischenlagen unterschiedlicher PVB-Typen gestapelt werden. Der Beschlag ist hauptsächlich für die Übertragung von translatorischen Kräften konzipiert, verfügt aber auch über eine gewisse Biegesteifigkeit über einen am Glasrand abgestützten Quersteg.

Um das Strukturverhalten und die Tragfähigkeit der Passverbindung zu untersuchen, wurden an der Hochschule Luzern (HSLU) verschiedene Versuche unter anderem unter Zug-, Scher- und Biegelasteinleitung durchgeführt. Darüber hinaus wurden Parameterstudien mithilfe von Finite-Elemente-Modellen durchgeführt, um den Einfluss der Passungsgeometrie, der Abmessungen, der Zwischenschichteigenschaften und der Belastungsart auf das Strukturverhalten dieser Art von Verbindung zu untersuchen. Diese Parameterstudien und Testergebnisse ermöglichen es, weitere Formoptimierungen und Anwendungsmöglichkeiten solcher dünnen, laminierten Beschläge für tragende Glaskonstruktionen zu identifizieren.

Hintergrund

Die Planung und der Bau struktureller, nur aus Glas bestehender Hüllen unterliegt zwei wesentlichen Randbedingungen: der Verwendung planarer oder gebogener Glaslaminate mit begrenzten Abmessungen und der Notwendigkeit, eine strukturelle Verbindung zwischen den benachbarten Glasmodulen bereitzustellen. Diese strukturellen Verbindungen übertragen hauptsächlich Membrankräfte in der Ebene (axiale Komponente und Scherung parallel zur Glaskante), aber auch die Übertragung von Kräften außerhalb der Ebene und in der Folge die Bereitstellung einer begrenzten Biegesteifigkeit um die Glaskante herum sind erforderlich zur Bewältigung asymmetrischer Belastungen und zur Gewährleistung der Gesamtstabilität der Schale.

Darüber hinaus ist eine ausreichende Steifigkeit der Verbindungen für den Zusammenbau und die korrekte geometrische Ausrichtung der Glasmodule im Kontext der globalen Schalengeometrie zwingend erforderlich. Die Position und Ausrichtung der Verbindungen in Bezug auf die globale Schalenform und die Belastungsszenarien sind entscheidend für die in den Verbindungen zu übertragenden Kräfte (Fildhuth und Knippers 2012; Fildhuth und Lippert 2012, Bagger 2010). Darüber hinaus stellen die Gelenke eine Diskontinuität mit deutlichen Steifigkeitsschwankungen in der Schalenoberfläche dar. Gleiches gilt für strukturelle Glasverbindungen in plattenförmigen Glaskonstruktionen.

Abgesehen von klassischen Punktbefestigungen oder Scherbolzenverbindungen mit Löchern durch das Glas (z. B. Baitinger 2009) sind die am weitesten verbreiteten, wenn auch komplexen, strukturellen Glasverbindungen Edelstahl- oder Titanbeschläge, die in aus der zentralen Glasscheibe ausgeschnittene Reserven/Taschen einlaminiert werden in mehrschichtigen Glaslaminaten mit mindestens drei oder oft fünf Scheiben (O'Callaghan 2012, Bedon 2018). Punktförmige Verbindungselemente, die mit unterschiedlichen Klebstoffen oder Polymerfolien auf die Glasoberfläche geklebt werden, wurden beispielsweise von Kothe (2016) gezeigt und untersucht. Bei linearen Verbindungen handelt es sich entweder um direkte Klebeverbindungen zwischen benachbarten Glasscheiben (Blandini 2005) oder um Mischkonstruktionen mit bolzenverbundenen Metallschienen, die linear mit der Glaskante verklebt werden (Veer 2003). Kantengebundene lokale Verbindungen werden von Schulz (2021) und Ioannidou-Kati (2018) vorgestellt.

Marinitsch (2015 & 2016) entwickelte eine komplexe, starke Linienverbindung, bestehend aus einem metallischen Randprofil, dessen hervorstehende Teile in den Glasverbund einlaminiert wurden. Eine umfassende Arbeit über in die Zwischenschichtzone laminierte Armaturen mit Ionomer-Zwischenschicht und Formoptimierungsstudien wurde von Puller (2012) geliefert. Eine neuere Veröffentlichung (Volakos 2020) stellt eine schichtweise Blechverbindung mittels transparentem Gießharz vor und ist für den Vergleich mit der vorliegenden Arbeit interessant. Carvalho (2011) schlug interstice-laminierte perforierte Metallbleche für Verbindungen vor. Eine Variante laminierter Strukturbeschläge, die sich an den Scheitelpunkten/Ecken von statischen Glaselementen oder Türen befinden, wurde von Kassnel-Henneberg (2020) und (2017) entwickelt und angewendet.

Der Wunsch von Eastman, die strukturelle Leistungsfähigkeit der Zwischenschicht Saflex® Structural (DG41) auf einer Messe zu präsentieren und die Möglichkeit zu zeigen, Stapel verschiedener Zwischenschichttypen zu verwenden, um architektonische Designziele wie Farbgebung oder Lichtdurchlässigkeit zu erreichen, führte zur Entwicklung eines modulare, rahmenlose, 4,20 m hohe Glasschale als Demonstrator (Abb. 1) des Ingenieurbüros knippershelbig aus Stuttgart (Schieber et al. 2021). Die strukturelle Verbindung der zweischichtigen Glaslaminate (8,8 mm vorgespanntes Glas) wird durch Edelstahlbeschläge mit schwalbenschwanzartigen, 1,5 mm dünnen Stahllamellen erreicht, die in den 3 mm breiten Zwischenraum zwischen den beiden Glasschichten einlaminiert werden (Abb. 2). , unter Ausnutzung der Schersteifigkeitseigenschaften der strukturellen PVB-Zwischenschicht (Stevels 2020).

Der von der Schalenform abhängige variable Winkel der Anschlusslaschen (Abb. 2c) wird bereits in der Konstruktionsphase vor dem Fräsen der einzelnen Fittings gewählt. Neben der eigentlichen Rohbauentwicklung wurde im Kompetenzzentrum Gebäudehülle (CC GH) der Hochschule Luzern ein Prüfprogramm für den Bauwerksanschluss durchgeführt. Detaillierte Ergebnisse finden Sie unten. Eine Zusammenfassung der globalen Testergebnisse und der zugrunde liegenden Zwischenschichteigenschaften wird in einem Artikel von Stevels (2022) präsentiert.

Ursprüngliche Entwicklung der passenden Verbindung

Die Designentwicklung und der Konstruktionsentwurf der Armatur wurden von knippershelbig auf der Grundlage von Veröffentlichungen zu laminierten Metallstreifen mit strukturellem PVB (Louter und Santarsiero 2019) und Herstellermaterialdaten des strukturellen PVB-Materials (Eastman 2020, Stevels 2020, Schuster 2021) durchgeführt. Der Beschlag überträgt Kräfte für alle drei translatorischen Freiheitsgrade und für die Rotation um die Glaskante, wobei der Beschlag eine begrenzte Biegesteifigkeit bietet (Abb. 3). Im Rahmen des numerischen Modells der Schale wurden die Passverbindungen über vier Federn pro Verbindung modelliert (Abb. 3). Die Biegesteifigkeit wird durch den T-Quersteg des Beschlags erreicht, der ebenfalls durch strukturelles PVB mit der Glaskante verbunden ist.

Das für den 1,52 mm dicken Randverbund verwendete PVB ist das gleiche strukturelle PVB, das auch für die Laminierung der Glasscheiben verwendet wird. Das gemischte Tragverhalten kann somit durch zwei Ansätze charakterisiert werden: Die Biegung wird entweder durch ein Kraftpaar mit Zug im laminierten Stahlblatt und Druck zwischen einem Flansch des Querträgers und der Glaskante (Abb. 4 a) in einem konservativen Ansatz unterstützt ohne Randverbund, oder das Kraftpaar entsteht in den beiden Flanschen des Querträgers unter der Annahme eines intakten Randverbundes (Abb. 4 b). Letztlich wurde bei der Schalenkonstruktion der konservative Ansatz gewählt. Translationskräfte in der Ebene werden hauptsächlich durch Scherwirkung in der Zwischenschicht zwischen der laminierten Klinge und dem Glas unterstützt. In der Realität zeigt der Beschlag ein komplexes, gemischtes Tragverhalten, das sowohl den laminierten Teil als auch den Randverbund aktiviert.

Das Sicherheitskonzept der Schale beruht lokal auf dem duktilen Verhalten der Armatur, die ohne Bruch entweder bei Delamination (Kräfte in der Ebene) oder Stahlplastifizierung (Biegung) versagt und somit global die Aktivierung alternativer Lastpfade entlang intakter Armaturen in der Schale ermöglicht . Somit bleibt im Falle eines Versagens des Fittings durch Delamination oder Plastifizierung eine Nachbruchtragfähigkeit sowohl durch das Fitting selbst als auch durch alternative Lastpfade über intakte Fittings in der Umgebung bestehen.

Für den Rohbau und die Montage ist es entscheidend, die Beschläge hinsichtlich ihrer Lage und des Winkels korrekt im Verbundglas zu platzieren. Die Toleranz wird durch übergroße Löcher in jeweils einem der Fitting-Paare gewährleistet. Nach der Verschraubung werden diese Löcher mit Injektionsmörtel verfüllt (Abb. 2a).

Zwei Bachelorarbeiten (Yersin 2020, Joos 2021) wurden parallel von Studierenden der HSLU erstellt, um den Designprozess durch Detail- und Parameterstudien der Passverbindungen zu unterstützen, siehe auch Abschnitt 2. Während des Entwicklungsprozesses wurde der ursprünglich rechteckige laminierte Stahl Die Platte wurde in Richtung Schwalbenschwanzdesign optimiert, um Spannungen zu reduzieren und das optische Erscheinungsbild zu verbessern.

Derzeit werden die Beschläge inklusive der 1,5 mm dünnen Klinge aus einem Stück aus Edelstahl 1.4301 gefräst. Jeder Fitting kann hinsichtlich des Anschlusslaschenwinkels individuell gefertigt werden. Die Laminierung erfolgt in einem Vakuumbeutel im Autoklaven. Die Zwischenschicht wird in vier Schichten von 0,76 mm aufgetragen. Die Schichten zwischen der Beschlagslamelle und dem Verbund sind entscheidend für den Scherverbund des Beschlags und bestehen immer aus transparentem Struktur-PVB (Saflex® Structural, „DG41“). Die beiden Schichten im Kern können entweder aus farbigem oder durchscheinendem konventionellem PVB („RB41“, Vanceva® Arctic Snow im Fall der Schale) oder auch aus transparentem Struktur-PVB DG41 bestehen. Ein vollständig transparenter Stapel ist jedoch ästhetisch vorteilhaft für das helle Erscheinungsbild der Hülle und verringert die Sichtbarkeit der Armaturen.

Absicht

Die Entwicklung der Demonstrator-Modulschale und der passenden Verbindung erfolgte durch knippershelbig-Ingenieure in Stuttgart (Schieber 2021) aufgrund des Projektzeitplans in kurzer Zeit. Das globale Schalenmodell wurde mit Schalenelementen und Federverbindungen mit der Software Sofistik 2020 numerisch simuliert. Zwei Bachelorarbeiten an der Hochschule Luzern (Yersin 2020, Joos 2021) lieferten zusätzliche Studien zur Entwicklung und zum Verständnis der laminierten Beschläge. Die detaillierten numerischen Analysen von Joos (2021), die in den Abschnitten 2.2 und 2.3 unten dargestellt sind, umfassen Parameter- und Sensitivitätsstudien und konzentrieren sich auf das Lasttragverhalten des für den Demonstrator verwendeten trapezförmigen Beschlagdesigns. Darauf aufbauend wurden verschiedene geometrische Parameter und Formalternativen sowohl für lokale Passungen als auch für eine lineare Kantenanpassung untersucht (siehe Abschnitt 4). Der gesamte Vorgang ist in Abb. 5 schematisch dargestellt.

Modellaufbau, Parameter

Die numerische Modellierung (Joos 2021) wurde mit der FE-Software Ansys 2020 R2 durchgeführt. Da bei der Entwicklung der Schale und der Beschläge noch keine direkten Tests durchgeführt wurden, basierten die numerischen Modelle der Beschläge auf Testdaten aus Veröffentlichungen, insbesondere (Louter, Santarsiero 2019) für Zugversuche an laminierten Metallblechen und (Eastman 2020, Stevels 2020) für Interlayer-Daten. In allen FE-Modellen wurden Volumenelemente höherer Ordnung, nichtlineare Materialmodelle und geometrisch nichtlineare Analysen angewendet.

Die Umsetzung des Edelstahls erfolgte unter Verwendung des multilinearen isotropen Verfestigungsstoffgesetzes und der nichtlinearen Spannungs-Dehnungs-Kurve nach der in (Informationsstelle Edelstahl Rostfrei 2017) beschriebenen Methode. Für alle PVB wurden die vom Hersteller bereitgestellten Moduldaten kurvenangepasst, um eine Beschreibung der Prony-Reihe zu erhalten. Auf dieser Grundlage führte die Variation der Materialparameter zur Kalibrierung des Modells (Louter, Santarsiero 2019) für einen weggesteuerten Test mit 1 mm/min bei 20 °C zur Anwendung eines anfänglichen Schermoduls von 17,1 MPa für das PVB und eines 10 %-Erhöhung der Streckgrenze des Edelstahls. (Abb. 6)

Die kalibrierten Materialmodelle wurden dann auf das numerische Modell der Edelstahlarmaturen angewendet. Das zweiachsige Symmetrie-Fitting-Modell umfasste ausreichend Laminatvolumen um das Fitting herum, um alle Störzonen abzudecken (Abb. 7a). Die Translationslasten wurden auf die Laschenplatte des Beschlags im Bolzenlochbereich entweder als erzwungene Verformung von 1 mm in Axial- oder Scherrichtung ausgeübt (Abb. 7a, c) und die Platte an der Rückseite abgestützt. Für die Biegung (5°) um die Glaskante durch Drehung (Winkel ϕ) wurde die Vorderfläche der Laschenplatte des Beschlages genutzt (Abb. 7 a, c) und die Auflagebedingungen angepasst. Es ist jedoch zu beachten, dass die Randbedingungen (Stützungen) der FE-Modelle an die Situation in der modularen Glasschale angepasst sind und sich daher teilweise von den in den Versuchen verwendeten Stützen unterscheiden (vgl. Abschnitt 3.2 unten, Abb. 12). ).

Das Gewebe wurde in den kritischen Zonen verfeinert, insbesondere in den Grenzzonen des laminierten Fittings und der PVB-Zwischenschicht. Durch die Dicke der Zwischenschicht zwischen dem Montageblech und dem Glas wurden zwei Elemente verwendet.

Zusammenfassung der numerischen Ergebnisse

Durch kurzzeitige Zugbeaufschlagung des Beschlags um 1 mm axiale Verschiebung wird der Hauptteil der resultierenden Belastung über das laminierte Blech des Beschlags auf Scherung in das Glas übertragen (Abb. 8). Mit zunehmender Belastungszeit nimmt die Lastübertragung (Axialspannung) über den Randverbund des Querträgers ab. Allerdings führt die konstruktionsbedingt asymmetrische Form des Beschlags immer zu einer begrenzten Biegung, die zu einer leichten Drehung des Beschlags um die Glaskante führt.

Die Scherspannung im strukturellen PVB zwischen der 1,5 mm dicken Passplatte und dem Glas ist auf dem Weg von der Kante bis zum Ende der Platte relativ konstant und weist Scherspannungsspitzen an der Glaskante auf (Abb. 9) und vieles mehr prominent, am Ende der Schichtstoffplatte (40 mm Tiefe). Die erste Hauptspannung im PVB zeigt Zugmaxima an der Glaskante und am Montageplattenende im Laminat zusammen mit einer linearen Spannungsänderung entlang der Montagetiefe und einem Spannungsminimum bei etwa 30 mm Tiefe im Laminat. Analog wird das Glas auch in der Diskontinuitätszone am Ende der Verbundglasplatte der maximalen Zugspannung ausgesetzt (Abb. 9).

Die Zusammensetzung der Zwischenschicht hat Einfluss auf das Trag- und Versagensverhalten, wie auch aus den Versuchsergebnissen (Abschnitt 3) hervorgeht. Ein homogener Zwischenschichtaufbau aus strukturellem PVB (DG41) weist im Vergleich zu einem gestapelten Aufbau aus DG41 und Standard-RB41-PVB eine geringere PVB-Hauptspannung entlang der Armatur auf (Abb. 10). Allerdings ist die Spannungsspitze am inneren Ende des Fittings nur für den homogenen Zwischenschichtaufbau aus DG41 höher und breiter. Dasselbe gilt für die Scher- und hydrostatische Spannung (σhydro = (σ11 + σ22 + σ33)/3) entlang des passenden Laminats und für die Hauptzugspannung des Glases. Im Test versagten jedoch die gestapelten Laminate (DG41 + RB41) beim Glasbruch im Zugtest, während alle homogenen DG41-Proben bei der PVB-Delamination versagten (siehe Abschnitt 3).

Wird der Beschlag kurzzeitig auf Biegung (Drehung um 5°) um die zur Glaskante parallele Achse belastet, überträgt hauptsächlich der mit der Glaskante verklebte Quersteg die Last über ein resultierendes Axialkraftpaar; Das laminierte Metallblech trägt über die Scherung im PVB nur etwa 10 % der Gesamtlast auf das Glas ein.

Beim Biegen ist das Metall des Fittings maßgebend für die Verbindung, da es einer hohen Belastung ausgesetzt ist und daher dazu neigt, entlang des ersten Teils des laminierten Blechs zu plastifizieren (Abb. 11, Diagramm 2.) und bei zunehmender Drehung im äußeren „T“-förmigen Teil (Abb. 11, Testfoto). Die PVB-Spannung bleibt eher gering und weist entlang der ersten 5 mm im Laminat Hauptspannungs- und Schermaxima auf (Abb. 11, Diagramm 1). Das Hauptmaximum der Glasspannung tritt in etwa 20 mm Tiefe auf (Verlauf in x-Richtung, siehe Abb.11, Diagramm 3.) und nimmt mit zunehmendem x-Abstand vom Glasrand stetig ab. Diese Befunde korrelieren mit der sichtbaren Metallausbeute und dem Glasversagen in der Passzone, das beim Biegetest unter extremem Drehwinkel auftritt (Abschnitt 3, Abb. 20).

Die gezeigten FE-Analysen wurden im Vorfeld der Tests im Rahmen der Gestaltung der Demonstrator-Glasschale durchgeführt. Sie weisen daher andere Randbedingungen auf als bei den Versuchen, bei denen beispielsweise beim Zugversuch die Proben an zwei Zonen oben abgestützt wurden (Abb. 12). Daher sind zusätzliche, an die Testbedingungen angepasste FE-Analysen erforderlich, um einen direkteren Vergleich der Testergebnisse und des numerischen Modells zu ermöglichen. Der Testaufbau und die Ergebnisse werden im Folgenden im Detail dargestellt.

Testen Sie Motivation und Absicht

Da der Entwicklungsprozess der Beschläge ursprünglich vollständig auf veröffentlichten Materialdaten und numerischen Modellen basierte, wurden an der HSLU Tests der Beschläge durchgeführt, um die theoretischen Annahmen zu überprüfen und abzusichern, die für die ursprüngliche Gestaltung der Strukturverbindungen und der Schale zugrunde gelegt wurden. Darüber hinaus konnte das Sicherheitskonzept der gläsernen Demonstratorhülle hinsichtlich Festigkeit, Duktilität und Nachbruchverhalten der Passverbindungen verifiziert werden. Darüber hinaus sollten die Tests zusätzliche Daten für die Kalibrierung der in den Gelenken des Demonstrators verwendeten Federmodelle liefern.

Eine Übersicht über die wichtigsten Zahlen und Kennzahlen wurde im Papier veröffentlicht (Stevels 2022). Aufgrund der unterschiedlichen Randbedingungen (Abb. 12) und der daraus resultierenden unterschiedlichen Lastpfade sind die Versuchsergebnisse und die FE-Analysen für den Fall der Zugversuche derzeit nur teilweise vergleichbar. Ein Hauptziel besteht jedoch darin, das Sicherheitskonzept der Fittingverbindung anhand der Duktilität und der Tragfähigkeit nach Bruch zu überprüfen. Der mögliche Einfluss verschiedener Zwischenschichtstapel mit unterschiedlichem PVB-Material wird ebenfalls untersucht.

Testaufbau und -methoden

Es wurden zwei Arten von Tests durchgeführt: In den kurzzeitigen statischen Tests wurde das Zug-, Scher- und Biegeverhalten untersucht. Um Erkenntnisse über das Kriechen zu gewinnen, wurden Langzeitversuche auf Zug und Biegung durchgeführt. Während das Biegeverhalten für die Gelenkkonstruktion/Geometrie und die Gesamtstabilität der Schale, insbesondere gegenüber asymmetrischen und konzentrierten Belastungen, wichtig ist, ist das Kriechverhalten von Interesse, da eine dauerhafte Belastung der Gelenke in der Schale nicht vollständig vermieden werden kann.

Tabelle 1 Testaufbau und Probenübersicht –Tisch in voller Größe

Um den Produktionsaufwand zu minimieren, wurden die Prüfkörper so konzipiert, dass die verschiedenen Tests mit einem Minimum an Probenkonfigurationen durchgeführt werden können. Daher wurde eine einheitliche Grundprobengeometrie aus rechteckigen Laminaten 200 mm x 550 mm (8,8 mm Floatglas, 3 mm PVB) verwendet. Für Zugversuche wurde der Fitting an der langen Kante (550 mm) zentriert, für Scher- und Biegeversuche an der kurzen Kante. Zum Einsatz kam eine 150-kN-Zug- und Druckprüfmaschine von Zwick/Roell mit weggesteuerter Lastaufbringung (1 mm/min Zug und Scherung, 10 mm/min Biegung). Alle Tests wurden bei Raumtemperatur (20–21 °C) durchgeführt.

Für den Zugversuch wurden die Proben durch zwei Stahlstreben niedergehalten (Abb. 13 a, b)). Zur Vermeidung von Stahlkontakt wurden Stützblöcke aus Aluminium verwendet. Eine schraubbasierte Vorrichtung sorgt für eine sofortige Lasteinleitung und vermeidet eine Fehlausrichtung der Proben. Die Zugbelastung wird dadurch aufgebracht, dass der Beschlag, der sich in der Mitte der Längskante befindet, nach oben gezogen wird. Der Scherversuch (Abb. 13 c), d)) wurde in einem ähnlichen Aufbau durchgeführt, wobei die beiden Streben und das an der kurzen Kante der Probe laminierte Fitting nach oben gezogen wurden. Vierpunkt-Biegeversuche an zwei über Fittings verbundenen Proben orientierten sich am EN 1288-3-Aufbau, verwendeten jedoch eine reduzierte Stützweite von 550 mm, um den Eigenlasteinfluss zu unterdrücken (Abb. 13 e, f)).

Für die Langzeitbelastung (Kriechversuche) wurden geeignete transportable Gestelle hergestellt, um die Proben zu lagern und die Dauerbelastung aufzubringen (Abb. 14). Die Tests wurden über eine Dauer von 80 Tagen in einem klimatisierten Raum bei einer Temperatur von 21 ± 1 °C durchgeführt. Die Verformung wurde mit analogen Messuhren mit einer Auflösung von 1/100 mm gemessen. Die in den Versuchen aufgebrachten Belastungen von 4,8 kg (Biegekriechkraft) und 22 kg (axiale Zugkriechkraft) entsprechen per FEM ermittelten dauerhaften Einbaulasten der Glas-Demonstratorhülle. Darüber hinaus wurden zu Vergleichszwecken auch deutlich höhere Zug- (66 kg) und Biege-Kriechlasten (22 kg) herangezogen.

Testergebnisse

Biegen

Alle Konfigurationen zeigen ein duktiles Verhalten und lokales Glasversagen, typischerweise nur bei einer Glasscheibe, wird nur bei hoher Durchbiegung im Sinne einer sehr hohen Rotationsverformung in den Verbindungen beobachtet. Als einzige delaminierte die Typ-3-Konfiguration. Der schwarze Pfeil in den Diagrammen in Abb. 15 zeigt den Punkt an, an dem die Plastifizierung des Fittings und/oder die Delaminierung des Randverbundes eine Verformung erreicht haben, die zum Kontakt von Teilen der verschraubten Fittings untereinander führt und so einen zweiten Anstieg einleitet Belastung, bis das Glas bricht oder die Armatur sich löst, ohne dass die Integrität der gesamten Verbindung verloren geht.

Axiale Spannung

Die Proben vom Typ 1 und Typ 2 verhalten sich hinsichtlich des Verformungswegs und der maximalen Belastung sehr ähnlich (Abb. 16). Proben vom Typ 3 sind aufgrund des unterschiedlichen PVB weniger steif und delaminieren bei deutlich geringeren Belastungen. Glasbruch wird nur bei Typ-1-Konfigurationen mit gestapelter Zwischenschicht beobachtet. Glasbruch und Delaminierung führten nie zum Zerfall/Auseinanderfallen der Fittingverbindungen.

Eines jeder Laminatkonfiguration wurde ein zweites Mal getestet, um Informationen über das Verhalten nach der Delaminierung/nach dem Versagen zu erhalten. Alle Proben weisen eine beträchtliche Belastbarkeit nach der Delamination/Versagen auf (Abb. 17).

Scheren

In allen Fällen handelte es sich um einen Glasbruch beginnend an der Vorderkante nahe der Armatur (Abb. 18). Das Exemplar S.3.1 weist nur bei einer Scheibe einen Glasbruch auf. Während des Tests konzentrierte sich die Verformung auf das zerbrochene Glasteil.

Kriechen – Axiale Zuglast in der Ebene

Bei langfristiger axialer Zugbelastung wurden weder bei der typischen Belastung (0,22 kN) noch bei der erhöhten Belastung (0,65 kN) bei Raumtemperatur messbare Verformungen festgestellt. Aufgrund der asymmetrischen Passform konnte beim 0,65kN-Test eine leichte Drehung beobachtet werden. (Tabelle 2)

Kriechen – Biegen

Der Kriechbiegeversuch wurde 80 Tage lang in einer Klimakammer (Raumtemperatur) durchgeführt. Die typische maximale Biegelast des globalen Schalen-FE-Modells (0,0065 kNm) verursachte während 80 Tagen bei Raumtemperatur nur eine sehr geringe Kriechrotation. Eine massiv erhöhte Biegebelastung von 0,03 kNm zeigte jedoch gegen Ende des Versuchs eine ausgeprägte Kriechrotation (Abb. 19) und eine Blasenbildung im Zwischenschichtverbund (Abb. 19 b)).

Tabelle 2 Testaufbau und Ergebnisübersicht; Ergebnisse: gräulicher Hintergrund. -Tisch in voller Größe

Übersicht der Testergebnisse

Die Belastungen und die Ergebnisübersicht sind in der folgenden Tabelle 2 aufgeführt. Schertests ergaben, dass aufgrund der Verwendung von Floatglas deutlich früher ein Glasversagen auftrat als ein mögliches Versagen der Zwischenschicht.

Biegelasttest

Wie auch in (Stevels 2022) gezeigt, zeigt der Biegetest eine sehr hohe Rotationskapazität. Die gestapelten Zwischenschichtproben wurden auf etwa 127° und 111° gebogen (beginnend bei Ebene 180°), siehe Abbildung 20. Drei Rotationsphasen können unterschieden werden: 1. lineare Rotation der Verbindung, 2. plastische Rotation des Edelstahl-Fittings und 3 . mechanischer Kontakt von Beschlägen, der zu einer weiteren Belastungserhöhung führt. Zwei gestapelte Proben und eine reine DG 41-Probe erreichten sogar einen maximalen Rotationswinkel von 104°. Diese übermäßige Drehung führte schließlich dazu, dass eine Glasscheibe direkt an der Armatur brach (Abb. 21). Die rein durchscheinenden weißen PVB-Proben (nur RB41) zeigen eine erste lineare Rotationsphase, gefolgt von einer zweiten, ebenfalls linearen Verformung bis zum Versagen des Laminats. Es wurde beobachtet, dass die Rotationskapazität des Edelstahls zu Beginn der Delaminierung nicht vollständig ausgenutzt wurde, da sich die T-Querstange von der Kante löste und begann, das laminierte Passblech herauszuziehen.

Axiale Zugbelastung in der Ebene (Zugversuch)

Der strukturelle PVB (DG41)-Verbund zwischen Beschlag und Glas dominiert den Widerstand. Beide Laminatkonfigurationen, gestapelt (RB41 + DG41) und reine DG41-Last-Verformungskurven, folgen ähnlichen Lastpfaden und erreichen nahezu die gleiche maximale Festigkeit. Nur die gestapelte Zwischenschichtkonfiguration scheiterte am Glasbruch, alle DG41-Konfigurationen scheiterten an der passenden Delamination (Abb. 22). Rein durchscheinende weiße PVB-Laminate (nur RB41) weisen einen deutlich geringeren maximalen Widerstand und eine geringere Steifigkeit auf. Alle Tests wurden nach einem Fehler aufgrund eines starken Lastabfalls abgebrochen.

Für einige Proben wurde ein zweiter Zugtestzyklus durchgeführt, um das Verhalten nach der Delaminierung zu untersuchen, wobei alle Zwischenschichtkonfigurationen der Proben eine beträchtliche Belastbarkeit im Bereich von 2 kN bis 5 kN aufweisen. Probe Z.2.3 (nur DG41) hatte nach dem Zugtest und dem 2. Post-Delamination-Test intaktes Glas, zeigte jedoch das typische Verhalten von getempertem Glas, als es 1,5 Stunden nach dem 2. Testzyklus aufgrund spontanen Glasbruchs versagte (Abb. 22 d). ). Die nach den Versuchen im PVB und im Glas enthaltenen bleibenden Eigenspannungen (Abb. 22 c)) führten dazu, dass das Glas nach einer gewissen Zeit brach. Beobachtungen mit Polarisationsfiltern stützen diese Hypothese, auch wenn sie für das vom Anpassungsblatt reflektierte Licht durchgeführt wurden (Abb. 23).

Scherbelastungstests

Bei allen Scherversuchen versagte das Glas bzw. die Glaskante. Dies ist auf die Verwendung von vorgespanntem Glas anstelle von gehärtetem Glas für die Tests zurückzuführen. Dennoch unterstreicht dieser Test auch die hohe Festigkeit dieser Verbindungen, wie sie sich in den axialen Zugbelastungsversuchen zeigt. (Abb. 24)

Kriechen – Axiale Zuglast in der Ebene

Die maximale Kurzzeittragfähigkeit bei axialer Zugbelastung (bis 40,9kN) liegt um ein Vielfaches höher als die für den Demonstrator ermittelte effektive Anschlusszuglast (5,6kN aus ULS-Lastfallkombination). Was das Kriechen betrifft, beträgt die aus der FEA abgeleitete maximale dauerhafte Zuglast 0,24 kN. Diese Belastung wurde im Axialkriechversuch näherungsweise aufgebracht (0,22 kN) und in zwei Fällen auf 0,65 kN erhöht, ohne dass es zu Verformungen kam.

Kriechen – Biegen

Die im globalen Schalenmodell über die FEA ermittelte maximale Dauerbiegelast beträgt 0,0047kNm. Im Test wurde eine Biegelast von 0,0065 kNm angewendet, 40 % mehr als der Wert des Schalenmodells. Zum Vergleich wurde auf einen Probekörper zusätzlich eine massiv erhöhte Biegelast von 0,03 kNm aufgebracht, was zu einer starken Kriechreaktion führte. Gegen Ende des letztgenannten Kriechbiegetests wurde eine Blasenbildung im Struktur-PVB im Laminat zwischen Metallblech und Glas beobachtet (Abb. 25, Punkt (2)). Ein im Jahr 2021 bei einer Temperatur von 35 °C durchgeführter Biegetest für ein Moment von 0,024 kNm zeigte eine ähnliche Hohlraumbildung in der Nähe des Endes des Innenbeschlags (Diskontinuitätszone, Abb. 25, Punkt (1)) und bei 10–15 mm x Tiefe .

Diese Beobachtungen stimmen mit der FE-Analyse überein, die an diesen Punkten hydrostatische Spannungs- und hydrostatische Winkelmaxima im PVB (bestimmt in Analogie zu Santarsiero 2017) aufweist, vergleiche auch Abb. 10 in Abschnitt 3.

Temperatureinfluss

Da es sich bei der modularen Glashülle um ein Demonstratorobjekt für den Indoor-Einsatz auf Messen und ähnlichen Veranstaltungen handelt, wurden die aktuellen Tests ausschließlich bei Raumtemperatur durchgeführt. Die vom Hersteller angegebenen Daten zum Schermodul verschiedener Zwischenschichtzusammensetzungen (Abb. 26) in Abhängigkeit von der Temperatur und der Oberflächenhaftung (Stevels 2022) zeigen, dass erhöhte Innentemperaturen bis zu 30 °C immer noch hohe Schermoduli insbesondere für die Reinluft ergeben Strukturelle PVB-Zwischenschicht, die das entscheidende Material für die Verbindung zwischen Armatur und Glaslaminat ist. Für Außenanwendungen oder hohe Temperaturen durch direkte Sonneneinstrahlung müssen jedoch noch entsprechende Studien und Tests an den Laminat-Fitting-Verbindungen durchgeführt werden.

Von besonderem Interesse sind solche Untersuchungen bei Langzeitbelastungen (z. B. Eigengewicht) bei erhöhter Temperatur und den damit verbundenen Kriecheffekten. Es ist zu erwarten, dass kurzfristige Belastungen wie Wind bei Spitzentemperaturen nur mit geringer Wahrscheinlichkeit auftreten – ein Effekt, der bei der Qualifizierung bestimmter Belastungs- und Temperaturszenarien berücksichtigt werden muss. Während sich im globalen modularen Schalenmodell aufgrund einer gewissen Flexibilität der lokalen Verbindungen und der Gesamtstruktur gezeigt hat, dass die Zwangskräfte durch Temperaturschwankungen im Glas und in den Beschlägen relativ gering sind, ist der Temperatureinfluss auf eine laminierte lineare Kantenverbindung wichtiger , siehe Abschnitt 4 unten.

Auswirkungen der Testergebnisse auf das modulare Schalendesign

Bezüglich des modularen Schalenaufbaus lassen die Versuchsergebnisse folgende Aussagen zu:

Zusätzlich zu den Studien zum mit der Schale umgesetzten Fitting-Design wurden Parameterstudien zur Schwalbenschwanz-Fitting-Geometrie und zu anderen Fitting-Formen durchgeführt. Diese Parameter und ihre Variation sind in Abb. 28 dargestellt. Die Breite, die Tiefe, die Ausrundung und der Trapezwinkel des laminierten Metallblechs der ursprünglichen Schwalbenschwanzverbindung wurden variiert. Darüber hinaus wurden ein ringförmiges Passblech und ein lineares Fitting analysiert. Die Gesamtdicke der Zwischenschicht (3 mm und 4,6 mm) und ein Verlust der Kantenbindung (T-Querschiene funktioniert nur bei Druckkontakt) wurden ebenfalls untersucht.

Eine Vergrößerung der Passbreite zeigt einen nahezu linearen Zusammenhang zwischen der anwendbaren axialen Passlast und dem Breitenparameter. Somit handelt es sich hierbei um eine wirksame Maßnahme zur Erhöhung der maximalen Belastung, die durch die Armatur übertragen werden kann, allerdings auf Kosten einer besseren Sichtbarkeit der Armatur. Bemerkenswert ist, dass die Spitzenspannung in der Verbindung durch eine Vergrößerung der Breite und der maximalen Belastung nicht verringert wird.

Eine Erhöhung der Laminierungstiefe des Beschlags (Abb. 29) ermöglicht nur eine nichtlineare, reduzierte Erhöhung der auf den Beschlag wirkenden Belastung, jedoch die Spitzenspannung im strukturellen PVB und im Glas in der Nähe der Grenze der Innenkante Der laminierte Schwalbenschwanz reduziert sich erheblich. Allerdings bedeutet mehr Tiefe auch eine bessere optische Sichtbarkeit der Armatur, was die Ästhetik beeinträchtigen kann.

Aufgrund der reduzierten optischen Sichtbarkeit und der Ermöglichung einer hohen Transparenz stellen lineare Beschläge mit minimaler Laminierungstiefe eine interessante Alternative zu den oben diskutierten punktförmigen Schwalbenschwanzbeschlägen dar. Um Temperaturbeschränkungen entlang der Kante zu minimieren, sollten solche Formstücke aus ausgerichteten linearen Teilen mit kleinen Dehnungsfugen dazwischen bestehen (hier wurden 200 mm pro Formstück gewählt). Um einer typischen Randverbundbreite von Isolierglaseinheiten zu entsprechen, wurde eine Laminiertiefe von 13 mm verwendet (Abb. 30). Im Vergleich zum Schwalbenschwanzbeschlag ist es nicht verwunderlich, dass der Randverbund des Linearbeschlags einen höheren Lastübertragungsanteil hat (ca. 50–70 % bei kurzfristigen Belastungen) als der laminierte Teil (Abb. 30). Allerdings steigt der Lastübertragungsanteil des laminierten Beschlagbleches mit der Belastungsdauer.

Die Anwendung der gleichen Zugverformung (1 mm) auf die Schwalbenschwanzverbindung und die lineare Verbindung verursacht im Vergleich zur Schwalbenschwanzlösung eine höhere Spannung im PVB der linearen Verbindung, da die lineare Verbindung viel steifer ist (Abb. 31). Eine Normierung der Spannungsergebnisse in Bezug auf die aus der Passungsverformung resultierende Kraft zeigt jedoch, dass die erste Hauptspannung im PVB der linearen Passung tatsächlich niedriger ist als die Spannung im PVB der Schwalbenschwanzpassung (Abb. 31, unten). Die maximale PVB-Hauptspannung liegt auch an der Innengrenze des laminierten Metallblechs.

Was die Bolzenabstände für die Verbindung von Glasmodulen über lineare Beschläge betrifft, so sorgte ein Bolzenabstand von etwa 80 mm entlang des Beschlags für die beste homogene Spannungsverteilung im Laminat und im Verbund. Allerdings muss dieses Thema auch unter Aspekten wie Temperaturbelastungen, Toleranzen und Wirtschaftlichkeit bewertet werden.

Bei der starren, kontinuierlichen linearen Kantenverbindung ist die Temperaturschwankung ein wichtiger Lastfall, der hinsichtlich Aspekten wie Delamination und Spannungsspitzen durch unterschiedliches Temperaturverhalten der verklebten Materialien berücksichtigt werden muss. Abgesehen von der Temperaturerhöhung, die mit einer Verringerung der Zwischenschichtsteifigkeit einhergeht und so die unterschiedliche Dehnung der verbundenen Metall- und Glaskomponenten ausgleichen kann, ist insbesondere eine Abkühlung (Temperaturabnahme) über einen kurzen Zeitraum zu berücksichtigen. Im letzteren Fall kann es aufgrund der hohen Steifigkeit der Zwischenschicht bei niedrigen Temperaturen zu einer erhöhten Zwangsspannung kommen. Darüber hinaus muss ein möglicher Anstieg der Zwischenschichtsprödigkeit bei niedrigen Temperaturen untersucht werden.

In jedem Fall ist es erforderlich, eine lineare strukturelle Verbindung herzustellen, indem entlang der zu verbindenden Kanten Metallbeschläge mit begrenzter Länge (in den FE-Parameterstudien angenommene Länge von 200 mm) aufgereiht werden. Dadurch kann die Entwicklung von Temperaturbeschränkungen entlang der Kante reduziert werden. Konstruktionstechnisch sind die Laminierungs- und Verbindungstoleranzen einer solchen Reihe linearer Passstücke jedoch eine Herausforderung.

Die numerischen Parameteruntersuchungen der entwickelten und mit der modularen Glas-Demonstratorschale verwendeten laminierten Schwalbenschwanzverbindungen zeigen das hohe Potenzial dieser mit Struktur-PVB vom Typ DG41 verklebten Strukturglasverbindung. Die Tests zeigen eine hohe Zugfestigkeit von bis zu vier Tonnen und die Realisierung einer angemessenen Gelenkbiegesteifigkeit um die Glaskante herum durch die Verwendung eines T-förmigen Querträgers, der mit der Glaskante verklebt und kraftkoppelnd abgestützt wird. Die Tests zeigen außerdem eine gute Duktilität und ein gutes Nachbruchverhalten des Fittings sowohl bei Glasbruch als auch bei Delaminierung. Somit wird der Einsatz in modularen Glasschalen im Hinblick auf Sicherheit/Redundanz ermöglicht. Bei Raumtemperatur ist das Kriechen aus typischen dauerhaften Zug- und Biegegelenkbelastungen, die für den Fall der gläsernen Demonstratorhülle ermittelt wurden, äußerst gering und beeinträchtigt die Struktur nicht. Durch das Einlaminieren einer dünnen Metallplatte in die Zwischenschichtzone eines Verbundsicherheitsglases ist es möglich, mit dünnen Glasaufbauten aus nur zwei Scheiben zu arbeiten.

Zukünftige Arbeiten zur weiteren Entwicklung laminierter Strukturverbindungen umfassen (a) die Erstellung eines FE-Modells, das an die Testrandbedingungen angepasst ist, (b) die Untersuchung des passenden Tragfähigkeits-, Kriech- und Versagensverhaltens unter verschiedenen Temperaturbedingungen, (c ) Optimierung des Herstellungsprozesses des Fittings selbst und seiner Laminierung, (d) Duktilitäts-, Redundanz- und Sicherheitsaspektforschung und e() Transparenzerhöhung / Erkennbarkeitsreduzierung der Verbindung. Besonders interessant sind Linearbeschläge für Verbundglasverbindungen.

Open-Access-Förderung der Hochschule Luzern. Die Autoren „a“ und „b“ haben keine Mittel erhalten, um bei der Vorbereitung/Schreibung dieses Manuskripts zu helfen.

Informationen zum Autor

Hochschule Luzern, Luzern, Schweiz

Thiemo Fildhuth

Hochschule Luzern, Technik and Architektur, Technikumstrasse 21, 6048, Horw, Switzerland

Thiemo Fildhuth, Pascal Joos & Thomas Wüest

knippershelbig GmbH, Tübinger Str. 12-16, 70178, Stuttgart, Deutschland

Thiemo Fildhuth

Hochschule Luzern, CC Gebäudehülle und Tiefbau, Luzern, Schweiz

Pascal Joos & Thomas Wüest

Solutia Deutschland GmbH, Düsseldorf, Germany

Matthias Haller

Eastman Chemical bv, Watermanweg 70, Rotterdam, Niederlande

Wim Stevels

Korrespondenz mit Thiemo Fildhuth.

Ethikerklärungen

Im Namen aller Autoren erklärt der korrespondierende Autor, dass kein Interessenkonflikt besteht. Die Herstellung der oben erwähnten modularen Glashülle, der Testproben und die Tests wurden von Eastman Chemical bv, Niederlande, im Rahmen eines externen Forschungs- und Entwicklungsprojekts der Industrie finanziert. Die Co-Autoren „c“ und „d“ sind als Mitarbeiter mit der oben genannten Firma verbunden.

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