Der Einfluss des Bruchmusters auf den Restwiderstand von Verbundglas bei hoher Belastung

Datum: 28. März 2023

Autoren: SC Angelides, JP Talbot und M. Overend

Quelle:Glass Structures & Engineering, Band 7

DOI: https://doi.org/10.1007/s40940-022-00168-y

Um den Explosionsschutz von Gebäuden zu erhöhen, werden in verglasten Fassaden zunehmend Verbundglasscheiben verbaut. Diese duktilen Platten bieten nach dem Bruch der Glasschichten aufgrund der Verbundwirkung der anhaftenden Glasfragmente unter Druck und der Zwischenschicht unter Spannung eine verbleibende Biegefestigkeit. Zuvor durchgeführte Dreipunkt-Biegetests an Verbundglasproben bei niedriger Temperatur, die darauf abzielten, die Auswirkungen einer hohen Dehnungsrate aufgrund der Zeit-Temperatur-Abhängigkeit der Zwischenschicht zu simulieren, zeigten eine Verbesserung der Grenztragfähigkeit um zwei Größenordnungen im Vergleich zu dem bei Raumtemperatur. Diese Tests wurden an Proben mit einem idealisierten Bruchmuster durchgeführt, indem Risse in einem gleichmäßigen Abstand von 20 mm vorab gebrochen wurden und in beiden Glasschichten ausgerichtet waren. Unter Druckbelastungen entsteht jedoch ein zufälliges Muster unregelmäßiger Fragmentgrößen, wobei die Risse in den beiden Glasschichten nicht immer ausgerichtet sind.

Darüber hinaus stimmte die Position des Kunststoffgelenks innerhalb jeder Probe mit dem Angriffspunkt der Last überein, was möglicherweise die Ergebnisse beeinflusst hat. Dieses Papier geht auf diese Bedenken ein, indem es über weitere Tieftemperaturtests berichtet, bei denen vier zusätzliche vorgebrochene Muster sowohl beim Drei- als auch beim Vierpunktbiegen berücksichtigt wurden. Die Ergebnisse zeigen, dass die Biegemomentkapazität der Proben unabhängig von der Anzahl und Größe der Glasfragmente und der Wahl der Ladevorrichtung ist. Bei Proben mit fehlausgerichteten Rissen wird durchweg eine Verbesserung der Biegefähigkeit beobachtet, die fast doppelt so hoch ist wie bei Proben mit ausgerichteten Rissen. Dies legt nahe, dass das idealisierte Muster mit ausgerichteten Rissen, das in früheren Arbeiten berücksichtigt wurde, zu einer unteren Schätzung der Biegekapazität für Platten mit zufälligen Bruchmustern führt, die sich unter Druckbelastung bilden.

Bei einem Explosionsereignis fungieren die Fassaden von Gebäuden als erste Verteidigungsbarriere zum Schutz der Bewohner, indem sie verhindern, dass die Druckwellen in das Innere eindringen. Widerstandsfähige Glasfassaden, die einen solchen Schutz bieten können, können durch die Verwendung duktiler Verbundglasscheiben anstelle von inhärent spröden, monolithischen Glasscheiben erreicht werden. Diese Verbundsandwichplatten bestehen aus mehreren Glasschichten, die mit einer transparenten Polymerzwischenschicht laminiert sind. Sie halten die Glasfragmente an Ort und Stelle und bieten eine verbesserte Kapazität, indem sie der Druckwelle nach dem Bruch der Glasschichten Widerstand entgegensetzen. Obwohl viele Zwischenschichttypen verfügbar sind, empfiehlt das britische Zentrum für den Schutz der nationalen Infrastruktur, nur Zwischenschichten aus Polyvinylbutyral (PVB) und Ionomer zum Explosionsschutz zu verwenden (CPNI 2019). Der Fokus liegt hier auf Ersterem, da es sich hierbei um die am häufigsten in Gebäudefassaden eingesetzte Zwischenschicht handelt.

Durch die Laminierung der Glasschichten und des PVB entsteht eine starke Haftverbindung zwischen den Glasschichten und dem PVB. Nach dem Bruch der Glasschichten ist es diese Verbindung, die die Glassplitter auf der Zwischenschicht festhält und so das Risiko glasbedingter Verletzungen bei Explosionsereignissen verringert. Diese Bindung ist keine universelle Konstante und wird von Umweltfaktoren beeinflusst (Butchart und Overend 2012, 2013, 2017; Samieian et al. 2018). Darüber hinaus delaminieren einige Fragmente bei großen Auslenkungen unweigerlich (Hooper 2011; Pelfrene et al. 2016).

Ein zusätzlicher Vorteil der Glas-PVB-Verbindung besteht darin, dass die befestigten Glasfragmente zur Nachbruchkapazität der Platte beitragen, was zu einer zusammengesetzten Biegewirkung führt, bei der die Zwischenschicht zusammen mit den in Kontakt kommenden Glasfragmenten unter Spannung arbeitet Wenn sich die Platte verformt, arbeitet sie unter Druck. Obwohl experimentell gezeigt wurde, dass diese Biegekapazität unter quasistatischen Belastungen (dh niedrigen Dehnungsraten) vernachlässigbar ist, verglichen mit der Kapazität der intakten Platte (Kott und Vogel 2003, 2004, 2007), ist die Reaktion bei hohen Belastungen grundlegend anders Aufgrund der viskoelastischen Natur von PVB sind mit der Explosionsbelastung verbundene Dehnungsraten verbunden. Es ist zu beachten, dass dies für Glasfragmente gilt, die nicht eingesperrt sind, da der Beitrag des gebrochenen Glases selbst bei sehr geringen Dehnungsraten nicht vernachlässigbar ist, wenn es zwischen Schichten aus ungebrochenem Glas eingeschlossen ist (Overend et al. 2014).

Bei hohen Dehnungsraten wird eine erhöhte PVB-Steifigkeit beobachtet, und die Form des Spannungs-Dehnungs-Diagramms ähnelt einem elastisch-plastischen Material (Kott und Vogel 2003; Bennison et al. 2005; Iwasaki et al. 2007; Morison 2007; Hooper et al. 2012a; Zhang et al. 2015; Chen et al. 2018; Botz et al. 2019a). Dies führt häufig zu der irreführenden Terminologie „elastisch“ und „plastisch“, wenn es um die Reaktion des PVB geht. Obwohl dies auch in dieser Arbeit übernommen wird, beziehen sich diese Begriffe nur auf die Form des Spannungs-Dehnungs-Diagramms, da die Reaktion in der Praxis viskoelastisch bleibt. Der Begriff „Fließspannung“ bezieht sich daher auf die Spannung, bei der eine signifikante Änderung der Steigung des Spannungs-Dehnungs-Diagramms beobachtet wird, und nicht auf den Beginn echter Plastizität. Dieser deutliche Punkt im Spannungs-Dehnungs-Diagramm wird nur bei hohen Dehnungsraten oder niedrigen Temperaturen beobachtet.

Durch Vergleiche mit den traditionellen Analysemethoden für Stahlbeton, der ebenfalls aus einem spröden Material (Beton) besteht, das mit einem duktilen Material (Stahl) verstärkt wird, um Spannungen zu tragen, wurden von Angelides et al. Analysemodelle abgeleitet. (2019) für die Biegemomentkapazität von Verbundglas nach einem Bruch bei hohen Dehnungsraten. Die Grenze der elastischen Reaktion von PVB, dh die Streckgrenze, wurde bei der Ableitung der elastischen Kapazität (M₃ – von Angelides et al. als Stufe 3 identifiziert) berücksichtigt. Beachten Sie, dass die Stufen 1 und 2 in den Modellen von Angelides et al. entsprechen dem Stadium vor dem Bruch (dh alle Glasschichten sind intakt) bzw. dem Stadium, in dem nur eine Glasschicht gebrochen ist. Der Ansatz mit transformierten Abschnitten wurde übernommen und eine Platte mit zwei gebrochenen Glasschichten in Betracht gezogen. Der Beitrag der unteren Glasschicht (dh der Schicht, die nicht von der Druckwelle getroffen wurde, oder der „Spannungs“-Glasschicht) wurde ignoriert, da diese aufgrund der Durchhangreaktion in der positiven Druckphase unter Spannung steht.

Die oberste Glasschicht (dh die von der Druckwelle getroffene Schicht oder die „Kompressions“-Glasschicht) wurde aufgrund der geringen Größe der Glasfragmente, die sich unter Drucklasten infolge der hohen Spannung bildeten, als einheitliches, homogenes Material idealisiert Energie, die vor dem Bruch in der Platte gespeichert ist (Overend et al. 2007; Haldimann et al. 2008; Zaccaria und Overend 2012, 2020). Es wurde davon ausgegangen, dass der Bruch der Glasschichten relativ zur Reaktion des Panels nach dem Bruch innerhalb eines sehr kurzen Zeitrahmens erfolgt und daher als eine Form der sofortigen „Phasenänderung“ im Material idealisiert werden kann. Es ist jedoch zu beachten, dass das Bruchbild aufgrund der zufälligen Oberflächenfehler, die im Glas während der Herstellung, Installation und Lebensdauer entstehen, selbst bei Platten mit derselben Geometrie und unter identischer Druckbelastung unterschiedlich sein kann (Haldimann et al.). Der Ort des kritischen Fehlers (dh des Fehlers, an dem die Rissbildung beginnt) variiert daher und stimmt nicht immer mit dem Ort des höchsten inneren Biegemoments überein, wie in Abb. 1a dargestellt. Dies wurde auch bei den von Osnes et al. durchgeführten Explosionstests beobachtet. (2019).

Nach dem Nachgeben des PVB wurde die plastische Kapazität (M₄ – von Angelides et al. als Stufe 4 identifiziert) von Angelides et al. abgeleitet. durch Anlegen eines Momentengleichgewichts um die plastische Neutralachse in dem Moment, in dem der Querschnitt keine Momentenreserve mehr hat und sich ein plastisches Gelenk bildet. In diesem Moment leitet die Druckkraft in der oberen Glasschicht das Zerkleinern der Glasfragmente ein und führt zu einem weiteren lokalen Bruch an der Stelle des höchsten inneren Biegemoments, zusätzlich zum anfänglichen globalen Bruch des Glases, wie in Abb. 1b. Das anfängliche globale Muster tritt separat in jeder Glasschicht auf, wenn die Zugspannungen, die sich aus der kombinierten Biegung außerhalb der Ebene und der Membranreaktion der Platte in der Ebene entwickeln, die Bruchspannung übersteigen (Abb. 1a). Im Gegensatz dazu tritt der anschließende lokale Bruch durch Quetschung nur in der „Kompressions“-Glasschicht auf (Abb. 1b). Die Unterschiede zwischen dem globalen und lokalen Bruch werden deutlich, wenn man die Bruchmuster aus Explosionsversuchen sowohl an monolithischen Glasscheiben (Johns 2016; Monk 2018) als auch an Verbundglasscheiben (Osnes et al. 2019) vergleicht. Im ersteren Fall wird kein Bruchversagen beobachtet, wohingegen die Entwicklung des Bruchmusters in Verbundglas zu verschiedenen Zeitpunkten weitere Risse zeigt, nachdem sich das anfängliche Bruchmuster gebildet hat.

Diese analytischen Modelle wurden später von Angelides et al. experimentell validiert. (2020), der Dreipunkt-Biegetests (3-PBT) an vorgebrochenen Verbundglasproben bei −100 °C durchführte. Die Tests wurden zunächst an Proben (von Angelides et al. als CS1 gekennzeichnet) mit zwei Glasschichten (mit tG = 3 mm) und einer einzelnen Zwischenschicht (tPVB = 0,38 mm) durchgeführt. Die niedrige Temperatur zielte darauf ab, die Auswirkungen einer hohen Dehnungsrate aufgrund der Zeit-Temperatur-Abhängigkeit des viskoelastischen PVB zu simulieren, was von Angelides et al. demonstriert wurde. unter Verwendung von Chen's et al. (2018) Ergebnisse von Hochgeschwindigkeits-Zugversuchen bei verschiedenen Temperaturen. Durch die Ableitung einer linearen Zeit-Temperatur-Äquivalenzkartierung für PVB, ähnlich der Arbeit von Siviour et al. (2005) für andere Polymere Angelides et al. kartierte die maximale Dehnungsrate des 3-PBT bei –100 °C–25 °C und berechnete eine kartierte Dehnungsrate von 25 s⁻¹.

Dieser Wert wurde ausgewählt, weil er für Verbundglasscheiben unter typischen Explosionsbedingungen repräsentativ ist, wie die groß angelegten Explosionstests von Morison (2007) und Hooper (2011) belegen, bei denen mittlere Dehnungsraten im Bereich von 7,6 bis 30 s⁻¹ aufgezeichnet wurden . Dieses Verfahren wurde zur Validierung der Modelle gewählt, da es den Vorteil hat, die Trägheitsbelastung von den Auswirkungen der Dehnungsrate zu entkoppeln, was bei herkömmlichen dynamischen Tests nicht möglich ist. Die Ergebnisse von Angelides et al. zeigten eine Steigerung der Endbelastbarkeit um zwei Größenordnungen im Vergleich zu der bei Raumtemperatur. Dies zeigte die Bedeutung der PVB-Versteifung bei hohen Dehnungsraten für die verbleibende Biegekapazität nach einem Bruch, die in bestehenden Methoden zur Explosionsanalyse von Verbundglasplatten oft ignoriert wird (Angelides und Talbot 2021). Die Ergebnisse zeigten auch durchweg verbesserte Kapazitäten für Proben mit dickeren PVB- und Glasschichten (gekennzeichnet als CS2: tG = 3 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 3 mm und CS3: tG = 6 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 6). mm von Angelides et al.), was die analytischen Vorhersagen der Biegetheorie bestätigte.

Die experimentelle Arbeit von Angelides et al. Betrachtet wird ein idealisiertes Bruchmuster, indem Risse in einem gleichmäßigen Abstand von 20 mm vorgebrochen werden, wie in Abb. 2a dargestellt. Dies ermöglichte einen direkten Vergleich zwischen den Tests. Unter Druckbelastungen entsteht ein zufälliges Muster unregelmäßiger Fragmentgrößen, wie oben beschrieben und in Abb. 2b dargestellt, wobei die Risse in den beiden Glasschichten nicht immer ausgerichtet sind. Darüber hinaus stimmte die Position des Kunststoffscharniers (dh in der Mitte der Spannweite) innerhalb jeder Probe mit dem Angriffspunkt der Last von der 3-PBT-Anlage überein, was möglicherweise die Ergebnisse beeinflusst hat. Dieses Papier befasst sich mit diesen Bedenken und soll zeigen, dass die zuvor von Angelides et al. für ein idealisiertes Bruchmuster stellt einen unteren Grenzwert für Platten mit realistischeren, zufälligen Mustern dar. Um dies zu erreichen, werden Biegetests bei niedrigen Temperaturen an einer Reihe verschiedener vorgebrochener Muster durchgeführt, um den Einfluss der Glasfragmentgröße und der Rissausrichtung auf die Biegemomentkapazität zu bewerten. Darüber hinaus werden auch Vierpunkt-Biegetests (4-PBT) durchgeführt, um zu zeigen, dass die experimentellen Ergebnisse von der Wahl der Ladevorrichtung nicht beeinflusst werden. Die vorliegende Studie beschränkt sich auf:

In diesem Abschnitt werden die betrachteten Glasproben und vorgebrochenen Muster vorgestellt, gefolgt von einer Beschreibung der Biegetests, die mit den beiden verschiedenen Belastungsgeräten durchgeführt wurden. Anschließend wird die Ableitung der plastischen Biegemomentkapazitäten nach dem Bruch aus den experimentellen Ergebnissen erläutert.

2.1 Beschreibung von Verbundglasproben und vorgebrochenen Mustern

Die Prüfkörper bestanden aus Verbundglas aus zwei Schichten getempertem Glas (tG = 3 mm), mit polierten Kanten (zur Minimierung sekundärer Risse) und einer PVB-Zwischenschicht (tPVB = 0,38 mm). Die Gesamtgeometrie der Proben (Gesamtlänge L = 200 mm, Breite B = 55 mm) wurde durch den verfügbaren Platz innerhalb der Klimakammer und die Notwendigkeit bestimmt, ein ausreichend hohes Verhältnis von Länge zu Dicke für einfaches Biegen sicherzustellen; Die Dicke jeder Schicht wurde durch Herstellungsbeschränkungen bestimmt. Die Proben wurden in einem handelsüblichen Glaslaminierautoklaven gemäß BS EN ISO 12543-2 laminiert, wobei für alle Proben das gleiche Glas und die gleichen PVB-Produkte verwendet wurden. Die Proben sind identisch mit den CS1-Proben, die in der experimentellen Untersuchung von Angelides et al. berücksichtigt wurden. (2020).

Um kontrollierte und wiederholbare Bruchmuster zu gewährleisten, wurden die Proben vor dem Test vorgebrochen, indem zunächst beide Glasflächen mit einem handgeführten Glasschneider (gehärteter Stahl) eingeritzt und dann von beiden Seiten auf die Einkerbungsstelle eingeschlagen wurde in jeder Glasschicht Risse über die gesamte Dicke erzeugen. Ähnliche Methoden der Vorfrakturierung wurden von Nhamoinesu und Overend (2010), Hooper (2011), Samieian et al. beschrieben. (2018) und Angelides et al. (2020).

Um den Einfluss der Fragmentgröße auf die Biegefähigkeit nach dem Bruch zu untersuchen, wurden Proben mit drei verschiedenen Mustern vor dem Bruch getestet. Diese sind in Abb. 3a–c dargestellt. Das vorgebrochene Basismuster (A-1) weist einen einzelnen Querriss in der Mitte der Spannweite auf, wobei die Risse in jeder Glasschicht übereinander ausgerichtet sind (Abb. 3a). Das zweite Muster (A-2) weist zwei zusätzliche Risse auf, die sich 30 mm entfernt auf beiden Seiten der Mittelfeldposition befinden (Abb. 3b). Das endgültige Muster (A-3) weist einen einzelnen Querriss auf, der 30 mm von der Mittelspanne entfernt liegt, wobei die Risse in jeder Glasschicht wiederum übereinander ausgerichtet sind (Abb. 3c). Muster A-2 und A-3 ermöglichen die Untersuchung des Einflusses kleinerer bzw. ungleicher Fragmentgrößen im Vergleich zum Basismuster. Die Ergebnisse aller drei Muster werden auch mit dem idealisierten Bruchmuster von Angelides et al. verglichen. (2020), das im Vergleich zum Grundlinienmuster vier zusätzliche Risse im Abstand von 20 mm von der Mittelspannenstelle aufweist, wie in Abschn. 1 und in Abb. 3e dargestellt.

Um den Einfluss der Rissausrichtung zwischen den beiden Glasschichten zu untersuchen, wurde ein zusätzliches vorgebrochenes Muster betrachtet (A-4). Dies ist in Abb. 3d dargestellt und ähnelt Muster A-3, jedoch befindet sich der Riss in der unteren Glasschicht 30 mm von der Mittelspanne entfernt in der entgegengesetzten Richtung zum Riss in der oberen Glasschicht (d. h. eine Fehlausrichtung des Risses). von 60 mm).

Jede Probe wurde unmittelbar vor dem Test vorgebrochen, um eine kontrollierte Lagerung der Proben zu vermeiden. Dadurch wurde der Einfluss jeglicher Feuchtigkeit auf das freiliegende PVB minimiert, was zu einer Verschlechterung der Materialeigenschaften hätte führen können (Butchart und Overend 2012, 2013, 2017; Botz et al 2019b; Botz 2020).

2.2 Auswahl der Ladevorrichtung

Die Experimente wurden in der Ingenieurabteilung der Universität Cambridge mit einer Schenck Hydropuls PSA-Testmaschine in einer Klimakammer durchgeführt. Die PSA-Maschine wird typischerweise für axiale Tests verwendet, aber Biegetests können auch unter Verwendung von 3-PBT- und 4-PBT-Prüfständen durchgeführt werden, wie in Abb. 4 dargestellt. Die Spannweite L′ zwischen den einfachen Stützen beträgt 110 mm, wobei die Beim 3-PBT wird die Last in der Mitte der Spannweite und beim 4-PBT in einem Abstand von α = 26 mm von jeder Stütze aufgebracht (d. h. Scherspanne = 26 mm und Lastspanne = 58 mm beim 4-PBT). Die maximale Kraft der Wägezelle beträgt 10 kN und die Verschiebung wird anhand der Bewegung des Ladekolbens gemessen. Durch eine thermostatisch geregelte Versorgung mit flüssigem Stickstoff können in der Kammer Temperaturen von bis zu -196 °C erreicht werden.

Eine Zusammenfassung der durchgeführten experimentellen Arbeiten ist in Tabelle 1 dargestellt. Die 3-PBT wurden bei einer kontrollierten Temperatur von –100 °C durchgeführt, wobei jeder Test dreimal für jedes vorgebrochene Muster wiederholt wurde (A-1–A-4). um Vertrauen in die experimentellen Ergebnisse zu gewinnen. Weggesteuerte Tests wurden mit einer Geschwindigkeit von 0,1 mm/min durchgeführt, wobei die aufgebrachte Last von der Kraftmessdose gemessen wurde. Diese Bedingungen sind identisch mit den früheren experimentellen Arbeiten von Angelides et al. (2020) und entsprechen einer mittleren kartierten Dehnungsrate von 25 s⁻¹, die typisch für Verbundglasscheiben unter Druckbelastung bei Umgebungstemperatur ist. Die Temperatur in der Klimakammer wurde über ein Innenthermometer kontrolliert und mit einem Thermoelement in der Nähe der Proben überprüft. Um sicherzustellen, dass die Proben selbst die gewünschte Temperatur erreichten, wurde zunächst ein zweites Thermoelement an eine Probenprobe geklebt, um die Zeit zu ermitteln, die erforderlich ist, bis die Temperatur die Temperatur der Kammer erreicht. Es wurde festgestellt, dass diese Zeit etwa 10 Minuten betrug, und diese Akklimatisierungsperiode wurde bei allen Proben vor dem Test verwendet. Um zu überprüfen, ob das PVB selbst auch auf die gewünschte Temperatur abgekühlt wurde, wurde eine Wärmekamera verwendet (Angelides et al. 2020).

Tabelle 1 Prüfbedingungen von Verbundglasproben für jedes vorgebrochene Muster –Tisch in voller Größe

Um zu zeigen, dass die experimentellen Ergebnisse von der Wahl der Ladevorrichtung nicht beeinflusst werden, wurden 4-PBT für die Muster A-1 und A-2 wiederholt. Um außerdem die von Angelides et al. beobachtete Verbesserung der Grenzbelastbarkeit bei niedrigen Temperaturen zu validieren. (2020) und in Abschn. diskutiert. Wie in 1 gezeigt, wurden Biegetests für Muster A-1 auch bei Raumtemperatur unter Verwendung der 4-PBT-Anlage mit der gleichen Verschiebungsrate durchgeführt. Auch hier wurde jeder Test dreimal wiederholt. Für die einfach gebogene Form des Musters A-1, bei dem die Abschnitte auf beiden Seiten des Risses als starr behandelt werden, wurde die Durchbiegung in der Mitte der Spannweite aus der aufgezeichneten Verschiebung unter Berücksichtigung ähnlicher Dreiecke abgeleitet

wie in Abb. 5 dargestellt.

2.3 Plastische Momentkapazität

Ein Hauptziel der experimentellen Arbeit besteht darin, zu zeigen, dass die zuvor von Angelides et al. (2020) für ein idealisiertes Bruchmuster stellt einen unteren Grenzwert für Platten mit zufälligen Bruchmustern dar. Dies wird durch den Vergleich der idealisierten Kapazität mit den Kapazitäten von Proben mit unterschiedlichen Glasfragmentgrößen (Muster A-1–A-3) und mit Rissfehlausrichtung (Muster A-4) erreicht. Die Biegemomentkapazitäten (M₄,i – also für Stufe 4, wie von Angelides et al. 2019 definiert) werden aus der experimentell gemessenen Endlast (P₄,i – also für Stufe 4) durch Anwendung des Obergrenzensatzes von abgeleitet Plastizität (Jones 2011). Unter Endlast versteht man die maximal erfasste Belastung.

Dies entspricht dem Fall, in dem das Glas zerbricht und sich ein Plastikscharnier bildet (Angelides et al. 2020). Bei den hier betrachteten einfach gelagerten, statisch bestimmten Proben wird die Biegemomentverteilung allein durch das Gleichgewicht bestimmt und nicht durch die Steifigkeitsschwankung entlang der Spannweite aufgrund der vorgebrochenen Risse beeinflusst. Da die Querschnitte mit Rissen deutlich schwächer sind als die nicht gebrochenen Abschnitte, ist es wahrscheinlicher, dass sich an diesen Stellen zuerst Kunststoffscharniere bilden. Basierend auf dieser Annahme sind die erwarteten Kollapsmechanismen des 3-PBT in Abb. 6 dargestellt und veranschaulichen, wie sich jede Probe wie zwei starre Stäbe verhält, die über das Scharnier verbunden sind. Abbildung 6a, c zeigen die erwarteten Einsturzmechanismen für die Muster A-1 bzw. A-3, wobei die Kunststoffscharniere an der Stelle des einzelnen Risses gezeichnet sind. Bei Muster A-2 (Abb. 6b), das mehrere Risse aufweist, wird erwartet, dass sich das Kunststoffscharnier am Riss in der Mitte der Spannweite bildet, da hier das höchste innere Biegemoment auftritt. Diese Annahme wird durch die experimentelle Arbeit von Angelides et al. gestützt. (2020), wobei bei den vorgebrochenen Proben mit 5 Rissen durchgängig PVB-Reisse im Riss in der Mitte der Spannweite beobachtet wurden.

Bei Muster A-4 (Abb. 6d) stimmen die Rissstellen ähnlich wie bei Muster A-3 nicht mit der Stelle des maximalen inneren Biegemoments überein, wie in Abb. 7 dargestellt (d. h. Mᴬ=Mᶜ

Die Ableitung der plastischen Momentkapazitäten aus den experimentellen Ergebnissen für jedes vorgebrochene Muster ist in „Anhang A“ zusammengefasst. Die resultierenden analytischen Ausdrücke sind unten in den Gleichungen angegeben. 1 und 2, für 4-PBT bzw. 3-PBT:

wobei d = 30 mm.

In diesem Abschnitt werden die Ergebnisse der in Abschn. 2 beschriebenen experimentellen Arbeiten vorgestellt. 2. Zunächst wird ein Vergleich der bei niedriger Temperatur und Raumtemperatur mit dem 4-PBT-Rig aufgezeichneten Bruchlasten für die Proben mit dem vorgebrochenen Muster A-1 dargestellt. Die bei niedriger Temperatur mit der 3-PBT-Anlage aufgezeichneten Grenzlasten werden dann für die vier vorgebrochenen Muster (A-1–A-4) verglichen. Abschließend werden diese Ergebnisse mit den Gleichungen verwendet. 1 und 2, um die plastischen Momentkapazitäten für jedes vorgebrochene Muster abzuleiten, die dann mit der Kapazität des idealisierten Musters verglichen werden, das von Angelides et al. berücksichtigt wurde. (2020).

3.1 Vierpunkt-Biegeversuche

Abbildung 8 gibt einen Überblick über das 4-PBT. Bei niedriger Temperatur endeten die Tests bei beiden vorgebrochenen Mustern (A-1 und A-2) mit einem spröden Reißen des PVB am Riss in der Mitte der Spannweite. Bei Raumtemperatur ist die Reaktion duktiler, wobei die A-1-Proben sich zu großen Biegungen verformen können, ohne das PVB zu zerreißen, wie in Abb. 9 dargestellt. In diesem Fall wurden die Tests beendet, als die aufgebrachte Last ein Plateau erreichte und Als Endbelastung wurde die maximal erfasste Belastung definiert. Die durchschnittliche Testdauer betrug 19 Minuten bei niedriger Temperatur und 62 Minuten bei Raumtemperatur.

Die ultimativen Belastungsmessungen des 4-PBT sind in Tabelle 2 zusammengefasst, und die aufgezeichnete Belastung gegenüber der Verschiebungsreaktion in der Mitte der Spannweite aller drei A-1-Proben bei beiden Temperaturen ist in Abb. 10 dargestellt. Es war eine Herausforderung, identische Ergebnisse zu erzielen Bruchmuster und die Aufrechterhaltung einer konstanten Temperatur während der gesamten Dauer der Tests. Darüber hinaus gibt es inhärente Schwankungen in den Materialeigenschaften. Dennoch zeigen die Tieftemperaturergebnisse eine gute Konsistenz über die drei nominell identischen Tests hinweg. Die Ergebnisse bei Raumtemperatur schwanken relativ gesehen stärker. Die Genauigkeit dieser Messungen wurde hauptsächlich durch die Empfindlichkeit der verfügbaren Kraftmesszelle begrenzt, die eine Kapazität von 10 kN aufwies, die weit über den gemessenen Endlasten (10–16 N) lag. Dennoch werden diese Ergebnisse als ausreichend für die Beurteilung der Auswirkungen niedriger Temperaturen und damit hoher Dehnungsgeschwindigkeiten angesehen. Eine weitere Einschränkung könnte die Unfähigkeit gewesen sein, die Raumtemperatur genau zu regeln, doch wird davon ausgegangen, dass dies nur einen geringfügigen Effekt hatte.

Tabelle 2 Aufgezeichnete Grenzlasten und beobachtete Versagensmechanismen aus dem 4-PBT bei niedriger und Raumtemperatur der Proben mit den vorgebrochenen Mustern A-1 und A-2 –Tisch in voller Größe

3.2 Dreipunkt-Biegeversuche

Die vom Niedertemperatur-3-PBT für jedes vorgebrochene Muster (A-1–A-4) aufgezeichneten Höchstlasten sind in Tabelle 3 dargestellt. Die durchschnittliche Testdauer betrug 25 Minuten. Mit Ausnahme von Test 2 des Musters A-3 wurde zwischen den getesteten Proben eine gute Konsistenz beobachtet. Eine Bewertung dieser Probe nach dem Test ergab, dass die schlechte Ausrichtung der Risse zwischen der oberen und unteren Glasschicht aus der Phase vor dem Bruch höchstwahrscheinlich die Ergebnisse beeinflusste. Die Versagensmechanismen waren für jedes vorgebrochene Muster konsistent, wobei das PVB bei allen drei getesteten Proben an derselben Stelle riss. Diese sind in Abb. 11 dargestellt und in Tabelle 3 zusammengefasst, wobei erstere auch den Versagensmechanismus für das idealisierte vorgebrochene Muster mit 5 Rissen enthält, das von Angelides et al. berücksichtigt wurde. (2020) (Abb. 11e). Für Muster A-1 und A-2 waren die Versagensmechanismen identisch mit denen der mit der 4-PBT-Anlage getesteten Proben, wie in Abschn. 3.1, wobei das PVB am Riss in der Mitte der Spannweite reißt. Wie in Abschn. 2.3, für Muster A-4 trat ein Versagen an der Stelle des vorgebrochenen Risses in der „Spannungs“-Glasschicht auf. Ein Vergleich der Last mit der Verschiebungsreaktion in der Mitte der Spanne, aufgezeichnet aus dem 3-PBT für die Muster A-1, A-2 und den von Angelides et al. betrachteten idealisierten Fall. ist in Abb. 12 dargestellt. Aus Gründen der Übersichtlichkeit wird von jedem Fall nur ein Exemplar dargestellt.

Tabelle 3 Aufgezeichnete Höchstlast und beobachteter Versagensmechanismus des Tieftemperatur-3-PBT –Tisch in voller Größe

3.3 Plastische Momentkapazitäten

Die Grenzlastmessungen können nicht für alle Muster direkt verglichen werden, da die 3PBT- und 4PBT-Belastungsgeräte zu unterschiedlichen Spannungszuständen (insbesondere Biegemomentverteilungen) in den Proben führen. Stattdessen werden diese Messungen verwendet, um die plastische Momentkapazität (M₄) nach dem Bruch für jedes vorgebrochene Muster abzuleiten, wie in Abschnitt 3.1 beschrieben. 2.3. Die abgeleiteten plastischen Momentkapazitäten unter Verwendung der Gl. 1 und 2 sind in den Tabellen 4 und 5 dargestellt. Ersteres vergleicht die Muster A-1, A-2 und A-3, die darauf abzielten, den Einfluss der Größe der Glasfragmente zu bewerten, während letzteres die abgeleitete Kapazität für Proben mit darstellt Rissfehlstellungen (Muster A-4). In beiden Tabellen ist die Kapazität für das von Angelides et al. betrachtete idealisierte Muster angegeben. (2020) ist zum Vergleich beigefügt.

Tabelle 4 Vergleich der plastischen Momentkapazitäten (M₄) für die Muster A-1, A-2 und A-3 mit der Kapazität für das idealisierte Muster, das von Angelides et al. berücksichtigt wurde. (2020) -Tisch in voller Größe

Tabelle 5 Vergleich der plastischen Momentkapazität (M₄) für Muster A-4 mit der Kapazität für das idealisierte Muster von Angelides et al. (2020) -Tisch in voller Größe

Zunächst wird der Einfluss der Ladevorrichtung auf die Versuchsergebnisse bewertet, gefolgt von einer Diskussion der Auswirkungen der Glasfragmentgröße und der Rissausrichtung auf die plastische Momentkapazität nach dem Bruch.

4.1 Wirkung der Ladevorrichtung

Die Tieftemperaturtests für die Muster A-1 und A-2 wurden sowohl mit 3-PBT- als auch mit 4-PBT-Anlagen durchgeführt. Wie in Tabelle 4 gezeigt, besteht eine gute Übereinstimmung zwischen den plastischen Momentkapazitäten, die sich aus den beiden Belastungsgeräten für beide vorgebrochenen Muster ergeben. Daher wird der Schluss gezogen, dass beide Belastungsanlagen zuverlässige Ergebnisse liefern und es keinen signifikanten experimentellen Fehler gibt, der durch die 3-PBT-Anlage verursacht wird, insbesondere durch die Tatsache, dass der Angriffspunkt der Last in der 3-PBT-Anlage mit einem vorläufigen Zeitpunkt zusammenfällt. Ein gebrochener Riss hat keinen Einfluss auf die Ergebnisse.

In Tabelle 2 und Abb. 10 ist für Muster A-1 eine deutliche Verbesserung der Grenzbelastbarkeit des gebrochenen Glases bei niedriger Temperatur im Vergleich zu der bei Raumtemperatur zu beobachten. Bei den Tieftemperaturtests ist eine steifere Reaktion zu beobachten, die einer bilinearen, elastisch-plastischen Last-Durchbiegungs-Kurve mit sprödem Versagen ähnelt, wohingegen bei Raumtemperatur die Reaktion flexibler und viskoelastischer ist. Diese Verbesserung und die grundsätzlich unterschiedliche Reaktion bei niedrigen Temperaturen stimmen mit den 3-PBT-Ergebnissen von Angelides et al. überein. (2020). Angesichts der beobachteten Zeit-Temperatur-Abhängigkeit von PVB wird erwartet, dass dies zu einer ähnlichen Verbesserung bei den hohen Dehnungsraten führt, die mit typischer Explosionsbelastung einhergehen. Wenn man jedoch stattdessen die 4-PBT-Anlage für Muster A-1 verwendet, das einen einzelnen vorgebrochenen Riss in der Mitte der Spannweite aufweist, war es möglich, den Versagensmechanismus von Verbundglas bei Raumtemperatur an der Rissstelle isoliert zu untersuchen. Wie in Abb. 9 dargestellt, wird eine duktile Reaktion beobachtet, wenn sich das PVB über den Riss erstreckt.

Auch bei großen Auslenkungen kommt es zu keiner Quetschung der Glassplitter in der Deckschicht und somit zur Bildung von Kunststoffscharnieren. Wie von Angelides et al. (2019) bilden sich in gebrochenen Verbundglasproben bei hohen Dehnungsraten Kunststoffscharniere, wenn die „komprimierende“ Glasschicht zerbricht und die Zwischenschicht nachgibt. In diesem Fall verfügt der Querschnitt über keine Momentenreserve. Der Versagensmechanismus unterscheidet sich deutlich bei niedrigen Temperaturen und damit bei hohen Dehnungsraten. Wie in Abb. 11 dargestellt, wird bei niedrigen Temperaturen durchweg ein sprödes PVB-Versagen beobachtet, wobei zerbrochene Glasfragmente in der Nähe des Kunststoffscharniers sichtbar sind. Bei den hohen Dehnungsraten, die mit der typischen Explosionsbelastung einhergehen, ist jedoch eine duktilere Reaktion zu erwarten, da das beobachtete spröde Versagen hauptsächlich auf die steifere Adhäsionsbindung aufgrund der niedrigen Temperatur zurückzuführen ist, die die Delaminierung der Glasfragmente verhindert. Dies führt zu einer schnellen Anhäufung von Spannungen und dem anschließenden vorzeitigen Reißen des PVB, wie bereits von Angelides et al. diskutiert. (2020).

4.2 Einfluss der Glasfragmentgröße

Tabelle 4 vergleicht die plastische Momentkapazität des idealisierten Musters mit den Kapazitäten von drei vorgebrochenen Mustern. Diese Ergebnisse zeigen, dass die Momentkapazitäten nicht von der Anzahl und der Größe der Glasfragmente beeinflusst werden. Kapazitäten mit ähnlichen Werten werden für Proben mit zwei (Muster A-1), vier (Muster A-2) und sechs Glasfragmenten festgestellt, wobei letztere den Ergebnissen von Angelides et al. entsprechen. (2020). Bei Proben mit ungleichen Glasfragmenten (Muster A-3) wird eine etwas größere Kapazität beobachtet, die jedoch auf die höhere Endlastmessung von Test 2 zurückgeführt wird, die zuvor in Abschn. 2.2 besprochen wurde. 3.2. Die übrigen Messungen von Muster A-3 (d. h. Test 1 und 3) führen zu ähnlichen Kapazitäten wie die vorgebrochenen Proben mit gleichen Fragmentgrößen (Muster A-1 und A-2). Daher legen die hier beobachteten konsistenten Momentkapazitätswerte für vier verschiedene vorgebrochene Muster nahe, dass die Kapazität von Verbundglasplatten mit unregelmäßigen Glasfragmentgrößen, die in den beiden Glasschichten perfekt ausgerichtet sind, anhand von Proben mit idealisierten vorgebrochenen Mustern angenähert werden kann .

Andererseits wird die Biegesteifigkeit der Proben durch die Anzahl der Risse beeinflusst. Dies lässt sich aus Abb. 12 ablesen, in der die Last-gegen-Mittelfeld-Verschiebungsdiagramme aus dem Tieftemperatur-3-PBT der Muster A-1, A-2 und dem von Angelides et al. betrachteten idealisierten Gehäuse dargestellt sind. werden verglichen. Die Endbelastung der drei Proben liegt in der gleichen Größenordnung. Im Gegensatz dazu variiert die Steigung jeder Kurve und folglich die Biegesteifigkeit jedes vorgebrochenen Musters. Eine steifere Reaktion wird für den Basisfall (A-1) beobachtet, der einen einzelnen Riss in der Mitte der Spannweite aufweist, während für den idealisierten Fall mit 5 Rissen ein flexibleres Verhalten erkennbar ist. Die Biegesteifigkeit für Fall A-2, der drei Risse aufweist, liegt zwischen den beiden Fällen. Eine flexiblere Reaktion wird daher für Verbundglasscheiben erwartet, die unter Druckbelastung in mehrere Glasfragmente zerbrechen.

4.3 Auswirkung der Rissausrichtung

Tabelle 5 vergleicht die plastische Momentkapazität, die für Proben mit falsch ausgerichteten Rissen zwischen den beiden Glasschichten (Muster A-4) abgeleitet wurde, mit der Kapazität für ein idealisiertes Muster mit perfekter Rissausrichtung, wie von Angelides et al. (2020). Die Momentenkapazität für Muster A-4 wurde auf der Grundlage des in Abb. 6d dargestellten angenommenen Einsturzmechanismus berechnet, bei dem ein einzelnes Kunststoffscharnier berücksichtigt wurde, das sich an der Stelle des Risses in der „Spannungs“-Glasschicht bildet. Das in Abb. 11d gezeigte konsistente Reißversagen, das an der angenommenen Stelle des Kunststoffscharniers für alle drei Proben mit dem A-4-Muster beobachtet wurde, bestätigt den betrachteten Kollapsmechanismus. Bei allen drei Proben bildete sich ein neuer Riss in der „Kompressions“-Schicht und richtete sich mit dem vorgebrochenen Riss in der „Spannungs“-Glasschicht aus.

In Tabelle 5 ist für die Proben mit fehlausgerichteten Rissen durchweg eine signifikante Steigerung der Kapazität zu beobachten, die fast doppelt so hoch ist wie der Wert, der bei Proben mit ausgerichteten Rissen auftritt. Diese Verbesserung wird auf den Beitrag der ungebrochenen Glasschicht an der Rissstelle zurückgeführt. Dies beeinflusst die plastische Biegespannungsverteilung in den Proben an der Rissstelle, wie in Abb. 13a dargestellt, und folglich die plastische Biegemomentkapazität, die durch Anwendung des Momentengleichgewichts um die plastische Neutralachse abgeleitet wird (Angelides et al. 2019). . Daher muss sich zunächst ein zusätzlicher Riss in der ungebrochenen Glasschicht bilden, wie in Abb. 13b dargestellt, damit die Proben versagen. Dies geschieht, wenn die Zugspannung in der Glasschicht die Zugbruchfestigkeit des Glases (σg=σg,t) übersteigt. Zu diesem Zeitpunkt liegt die Zugspannung in der Zwischenschicht unter der Fließspannung (σpvb<σpvb,y). Dieses zusätzliche Biegemoment, das zum Bruch der Glasschicht erforderlich ist, ist der Grund für die erhöhte Kapazität im Vergleich zu Fällen mit fluchtenden Rissen in den beiden Schichten.

Aufgrund der Absackreaktion ist das für die Bildung eines neuen Risses erforderliche Moment an der in Abb. 13a gezeigten Stelle C höher als an der Stelle A, da die obere Glasschicht zur Kompression durch die Glasfragmente beiträgt, die bei der Verformung der Platte in Kontakt kommen . Die Restkapazität nach Rissbildung ist für die Stellen A und C identisch und auch identisch mit der Restkapazität von Proben mit ausgerichteten Rissen. Auch dies kann abgeleitet werden, indem ein Momentengleichgewicht um die plastische Neutralachse angewendet wird, wobei die Druckkraft in der oberen Glasschicht, die das Zerbrechen der Glasfragmente auslöst (σg=σg,c), und die Zugkraftkapazität der resultierenden Zwischenschicht (σpvb) berücksichtigt werden =σpvb,y) (Angelides et al. 2019). Die erhöhte Fähigkeit für fehlausgerichtete Risse hilft, die höhere Endlast zu erklären, die für Test 2 von Muster A-3 gemessen wurde und auf die unbeabsichtigte Fehlausrichtung der Risse zurückgeführt wurde, wie in Abschn. 3.2. Aus den Beobachtungen in Tabelle 5 lässt sich daher schließen, dass ein idealisiertes Muster mit ausgerichteten Rissen zu einer unteren Schätzung der Momentkapazität für Platten mit zufälligen Bruchmustern führt, die sich unter Druckbelastung bilden, wobei es unwahrscheinlich ist, dass alle Risse auftreten ausgerichtet sein.

Das Strahldesign von Verbundglasscheiben kann optimiert werden, indem die experimentellen Beobachtungen, die in Abschn. 4. Wie aus den experimentellen Ergebnissen hervorgeht, ist die Reaktion bei niedrigen Temperaturen (und bei hohen Dehnungsraten aufgrund der Zeit-Temperatur-Abhängigkeit von PVB) grundlegend anders. Daher kann die Präzision bestehender Finite-Elemente-Analysemethoden, die nur eine reine Membranreaktion für das Stadium nach dem Bruch berücksichtigen (Angelides und Talbot 2021), durch die Einbeziehung dieser Biegemomentkapazität nach dem Bruch verbessert werden. Praktizierende Ingenieure können eine konservative Schätzung dieser Kapazität für ihre Panels analytisch (Angelides et al. 2019) oder experimentell (Angelides et al. 2020) ableiten, da sich das idealisierte Muster (gleichmäßige Glasfragmentgröße und ausgerichtete Risse in beiden Glasschichten) ergibt eine untere Grenzwertschätzung der Kapazität für Platten mit zufälligen Bruchmustern. Auch bei zweiseitig überspannenden Paneelen ist aufgrund der Verzahnung der Glassplitter mit einem zusätzlichen Widerstand zu rechnen.

Darüber hinaus zeigen die experimentellen Beobachtungen, dass analytische Modelle, die auf der Analyse der plastischen Fließlinie basieren (dh unter der Annahme eines Versagensmechanismus in Platten unter Biegung), für die Explosionsanalyse des Post-Bruch-Stadiums von Verbundglasscheiben geeignet sind. Yuan et al. (2017), Del Linz et al. (2018) haben solche Modelle vorgestellt und gehen dabei von einem Fließlinienmechanismus aus, der aus den in Explosionsversuchen beobachteten Orten hoher Rissdichte ermittelt wurde. Hierbei handelt es sich um vereinfachte Analysemethoden, die keine lange Rechenzeit erfordern und ein nützliches Werkzeug für Praktiker darstellen, die entweder den zeitlichen Verlauf der Panelverschiebung vorhersagen oder detailliertere Analysen validieren möchten. Die Unterschiede zwischen den beiden Analysemodellen werden von Angelides und Talbot (2021) diskutiert.

Die in dieser Arbeit vorgestellten experimentellen Beobachtungen ergänzen diese Modelle, indem sie sowohl erklären, warum sich in Verbundglasscheiben unter Druckbelastung Fließlinien bilden, als auch, warum der von Yuan et al. und Del Linz et al. (Abb. 14a) unterscheidet sich von der Annahme bei zweiseitig überspannenden Platten unter statischem Gleichdruck (Abb. 14b). Bei ersterem ermöglicht die erhöhte Biegemomentkapazität nach dem Bruch bei hohen Dehnungsgeschwindigkeiten unter Explosionsbelastung die Entwicklung von Biegemomenten, sobald die Glasschichten gebrochen sind, und die Bildung von Kunststoffscharnieren (d. h. Fließgrenzen) an den Stellen, an denen diese diese erhöhten Werte überschreiten Kapazität. Letzteres, d. h. der unterschiedliche Mechanismus, der bei Druckbelastung im Vergleich zur statischen Belastung beobachtet wird, wird auf die beweglichen Kunststoffscharniere zurückgeführt, ein bekanntes Phänomen in der Strukturdynamik und Plastizität (Jones, 2011; Stronge und Yu 1993). Es ist bekannt, dass dieses Phänomen in duktilen Strukturen auftritt, wenn kurzzeitige Impulse mit hoher Belastungsintensität angewendet werden, definiert als Impulse mit Spitzendrücken, die mehr als das Dreifache der statischen Kollapsbelastung der Struktur betragen (Jones 2011). Die Reaktion auf solche Impulse wird typischerweise durch zwei getrennte Phasen beschrieben, wobei die erste Phase als „transient“ bezeichnet wird, da sich der Kollapsmechanismus der Struktur kontinuierlich ändert, was zur Bewegung von Kunststoffscharnieren führt, und die zweite Phase als „stationär“ bezeichnet wird Der Kollapsmechanismus konvergiert mit dem Mechanismus, der unter statischer Belastung beobachtet wird.

Tabelle 6 zeigt die aufgebrachte Belastung, die sich aus den von Yuan et al. berücksichtigten Explosionsversuchen an Verbundglasplatten ergibt. und Del Linz et al. um ihre analytischen Modelle zu validieren. Tests 1–6 vorgestellt von Yuan et al. wurden an Proben mit einer Dicke von tG = 3 mm/tPVB = 0,76 mm/tG = 3 mm durchgeführt. Tests 1–3 vorgestellt von Del Linz et al. wurden an Proben mit tG = 3 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 3 mm durchgeführt, während Test 4 an einer größeren Probe tG = 6 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 6 mm durchgeführt wurde. Die aufgebrachte Belastung wurde durch Multiplikation der reflektierten Spitzenüberdrücke mit der Fläche der Platte berechnet. Wenn man diese mit der statischen Einsturzlast von Verbundglasscheiben vergleicht (d. h. der in den Tabellen 2 und 3 gezeigten Endlast, die aus den Tieftemperatur-Biegetests aufgezeichnet wurde), ist es offensichtlich, dass die in diesen Tests angewandte Druckbelastung als starke Belastung eingestuft werden kann. da sie weit über dem Dreifachen der statischen Einsturzlast liegt.

Ein direkter Vergleich für Proben mit identischen Dicken findet sich in Tabelle 7, in der die aufgebrachte Belastung verglichen wird, die in den Tests 1–3 von Del Linz et al. ermittelt wurde. mit der Höchstbelastung der CS2-Proben, abgeleitet aus Tieftemperatur-Biegetests von Angelides et al. (2020). In ähnlicher Weise vergleicht Tabelle 8 Test 4 von Del Linz et al. auf die Kapazität der von Angelides et al. abgeleiteten CS3-Proben. Auch hier ist es offensichtlich, dass die aufgebrachte Belastung mehr als das Dreifache der statischen Einsturzlast beträgt. Es wird jedoch erwartet, dass der Unterschied in den Tests geringer ausfällt, da ein Teil der Belastung bereits im Stadium vor dem Bruch absorbiert wurde und daher die aufgebrachte Belastung im Stadium nach dem Bruch geringer sein sollte. Darüber hinaus wird die statische Einsturzlast höher sein, da die endgültige Belastung für die CS2- und CS3-Proben für ein idealisiertes Muster abgeleitet wurde.

Tabelle 6 Berechnete aufgebrachte Belastung für die von Yuan et al. verwendeten Explosionstests. (2017) und Del Linz et al. (2018) zur Validierung analytischer Modelle -Tisch in voller Größe

Tabelle 7 Vergleich der angewendeten Belastung, berechnet für die Tests 1–3, präsentiert von Del Linz et al. (2018) mit der von Angelides et al. abgeleiteten Endbelastung. (2020) für CS2-Proben (tG = 3 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 3 mm) -Tisch in voller Größe

Tabelle 8: Vergleich der angewendeten Belastung, berechnet für Test 4, präsentiert von Del Linz et al. (2018) mit der von Angelides et al. abgeleiteten Endbelastung. (2020) für CS3-Proben (tG = 6 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 6 mm) -Tisch in voller Größe

In dieser Arbeit wurde der Einfluss des Bruchmusters auf die Biegereaktion von Verbundglas mit PVB-Zwischenschicht nach dem Bruch bei den hohen Dehnungsraten im Zusammenhang mit Explosionslasten untersucht. Frühere Dreipunkt-Biegetests mit niedriger Dehnungsrate, die bei niedriger Temperatur an vorgebrochenen Verbundglasproben durchgeführt wurden, zeigten eine Verbesserung der Grenztragfähigkeit um den Faktor zwei Größenordnungen im Vergleich zu der bei Raumtemperatur. Die niedrige Temperatur zielte darauf ab, die Auswirkungen einer hohen Dehnungsgeschwindigkeit zu simulieren, indem die Zeit-Temperatur-Abhängigkeit des viskoelastischen PVB genutzt wurde. In dieser Arbeit wurden weitere Tieftemperatur-Biegeversuche vorgestellt, die vier zusätzliche Bruchmuster berücksichtigten, um den Einfluss der Anzahl und Größe der Glasfragmente, der Rissausrichtung und der Wahl der Belastungsanlage zu untersuchen.

Durch den Vergleich der in den neuen Tests aufgezeichneten plastischen Momentkapazitäten mit denen des zuvor aufgezeichneten idealisierten Bruchmusters wird deutlich, dass die Momentkapazität von Verbundglas nicht von der Anzahl und Größe der Glasfragmente beeinflusst wird. Die für Proben mit falsch ausgerichteten Rissen zwischen den beiden Glasschichten aufgezeichnete Momentkapazität ist fast doppelt so hoch wie die von Proben mit ausgerichteten Rissen. Diese höhere Kapazität wird auf den Beitrag des ungebrochenen Glasabschnitts zum resultierenden Moment zurückgeführt. Daher wird der Schluss gezogen, dass ein idealisiertes Muster mit ausgerichteten Rissen zu einer unteren Schätzung der Momentkapazität für Platten mit zufälligen Bruchmustern führt, die sich unter Druckbelastung bilden, wobei es unwahrscheinlich ist, dass alle Risse ausgerichtet sind.

Es wurde eine gute Übereinstimmung zwischen den plastischen Momentkapazitäten beobachtet, die sich aus den Drei- und Vierpunkt-Biegeprüfständen ergaben. Dabei wurde festgestellt, dass beide Belastungsgeräte zuverlässige Ergebnisse liefern und es keinen signifikanten experimentellen Fehler gibt, der durch das Dreipunktgerät verursacht wird, bei dem der Angriffspunkt der Last mit einem vorgebrochenen Riss zusammenfällt. Darüber hinaus haben die Vierpunkt-Biegetests die signifikante Verbesserung der maximalen Belastbarkeit bei niedriger Temperatur im Vergleich zu der bei Raumtemperatur reproduziert, wie sie zuvor bei den Dreipunkt-Biegetests beobachtet wurde. Diese Tests zeigten auch einen grundlegend anderen Versagensmechanismus bei niedriger Temperatur und daher auch bei hohen Dehnungsgeschwindigkeiten, bei dem zerbrochene Glassplitter in der Nähe des Kunststoffscharniers sichtbar waren. Im Gegensatz dazu wurde bei den Raumtemperaturtests selbst bei großen Auslenkungen kein Zerbrechen der Glasfragmente beobachtet, weshalb der Schluss gezogen wird, dass sich bei niedrigen Dehnungsraten keine Kunststoffscharniere bilden.

Zusammenfassend liefern diese experimentellen Ergebnisse wertvolle Einblicke in die Zusammenhänge zwischen dem Verhalten von Verbundglas, das in Tests im kleinen Maßstab beobachtet wurde, und dem Verhalten, das unter Volllastbelastung beobachtet wurde. Die Ergebnisse zeigen, dass die Biegemomentkapazität von Verbundglasscheiben unter Druckbelastung nach dem Bruch konservativ anhand vereinfachter analytischer Balkenmodelle geschätzt werden kann, die auf Proben mit einem idealisierten Bruchmuster basieren. Um die Gesamtreaktion des Panels zu bestimmen, sind weitere Untersuchungen erforderlich, um die Auswirkungen der Trägheitsbelastung einzubeziehen, die Gegenstand laufender Arbeiten sind.

Der Erstautor dankt dem Engineering and Physical Sciences Research Council (EPSRC) für die Finanzierung dieser Forschung durch das EPSRC Centre for Doctoral Training in Future Infrastructure and Built Environment (FIBE CDT) an der University of Cambridge (EPSRC Grant Reference No. EP/L016095). /1). Der Beitrag der Institution of Civil Engineers durch den ICE Research and Development Enabling Fund wird ebenfalls dankbar gewürdigt, und die Autoren möchten Romvos Glass SA für die Bereitstellung von Bildern des Laminierungsprozesses danken.

Autoren und Zugehörigkeiten

Fakultät für Ingenieurwissenschaften, Universität Cambridge, Cambridge, Großbritannien – SC Angelides & JP Talbot

Fakultät für Architektur und gebaute Umwelt, Technische Universität Delft, Delft, Niederlande – M. Overend

Korrespondierender Autor

Korrespondenz mit SC Angelides.

Interessenkonflikt

Im Namen aller Autoren erklärt der korrespondierende Autor, dass kein Interessenkonflikt besteht.

Anmerkung des Herausgebers

Springer Nature bleibt neutral hinsichtlich der Zuständigkeitsansprüche in veröffentlichten Karten und institutionellen Zugehörigkeiten.