PVB中间层模量特性的测定和验证



PVB中间层模量特性的测定和验证

图片由德国慕尼黑德国武装部队大学结构工程研究所提供

动态力学分析 (DMA) 实验是在三种不同的商业生产的 Saflex® 夹层上进行的,所有的标称厚度均为 0.76 毫米。

一、介绍

在过去的五年中,发生了许多影响夹层模量特性的确定及其在夹层玻璃设计中的应用的发展。

学术界和工业界进行了大量研究,以优化、比较和扩展测量方法和数据处理方法,辅以敏感性分析,在某些情况下,将这些数据纳入标准。

最近发表了对主要学术工作和标准的广泛评论(Kuntsche 等人,2019 年),并且还有其他相关的学术出版物(Andreozzi 等人,2014 年;Botz 等人,2018 年(1);Schuster 等人,2018 年;2018 年)。 Kuntsche 等人,2015 年)。附加或补充性工业工作的示例大多可作为会议文稿提供(Stevels 2019;Stevels 等人 2016;Haerth 等人 2019 年)。共同努力使人们更好地了解方法和数据处理和验证的最佳实践。

经过多年的讨论和发展,EN 16612(2019)和相关的层间表征标准EN 16613(2019)于2019年发布。与2013年和2017年的查询版本相比,范围发生了重大变化,限制了这一点用作填充板的线性支撑玻璃元件的侧向负载阻力指南标准,其后果等级低于 EN 1990 中涵盖的等级。

特别是对于夹层特性的使用,重点已经从使用有效的厚度方法和具有默认剪切传递系数的刚度族转移到在 FEM 设计中直接使用夹层特性。标准 EN 16613 中的两个已知缺点是对单一 DMA 方法的限制以及缺乏有关生成主曲线的数据处理的指导。

虽然在 EN 16613 的早期版本中,通过使用默认的保守剪切传递系数值实现了与玻璃设计有关的模量数据的保守性元素,但在向强调 FEM 计算的过渡中失去了这种保护措施,这些值是直接使用。

玻璃设计欧洲规范的发展取得了很大进展,导致(预)公布了未来几年进一步发展的前体技术规范。可能会认识到使用夹层特性的不同级别,包括分层极限状态、有效厚度模型和 - 用于有限元计算的 - 基于 Prony 系列的粘弹性模型。

正是考虑到这些发展,使用当前方法确定了三种不同 PVB(传统、声学、刚性)配方的特性,结果表示为 Prony 系列格式的粘弹性模型。这些模型以独立确定的粘弹性模型为基准,并通过夹层玻璃的四点弯曲实验进行验证。

二、实验方法

动态力学分析 (DMA) 实验是在三种不同的商业生产的 Saflex® 夹层上进行的,所有的标称厚度均为 0.76 毫米。这些夹层分别是 Saflex Clear 0.76mm(原 Saflex RB41-传统 PVB 型)、Saflex Structural 0.76 mm(原 Saflex DG41 或 DG41XC-硬 PVB 型)和 Saflex Acoustic(原 Saflex QS41-声学三层 PVB 型)。对于后一种产品,在其他地方进行了额外的单独验证工作(D'Haene 和 Stevels,2019 年)。使用的几何形状是根据 ISO 6721-10: 2011 设置的平行板,直径为 8 毫米(图 1)。

图 1 板/板几何测量:示意图(左)和实际设备(右)

图 1 板/板几何测量:示意图(左)和实际设备(右)。

结合低温实验和较高频率使用较大的板直径通常会导致换能器过载,这是不推荐的。对于每个温度,验证所施加的应变保持在线性粘弹性区域内。实验中,频率扫描在 0.1 rad/s 到 100 rad/s 的频率间隔内进行。实验温度从 -30°C 增加到 90°C,开始时远低于夹层的玻璃化转变温度。

对于动态实验,监测测量的正弦波的形状以确保样品界面处没有发生滑动。仅使用频率轴上频移曲线的水平位移来生成主曲线。使用 Williams-Landel-Ferry (“WLF”) 方程应用时间-温度叠加原理来确定偏移因子 aτ。松弛谱由仪器软件根据测量的剪切和损耗储能模量数据直接生成。松弛光谱是根据获得的主曲线确定的,参考温度为 20°C,使用包含 10-11 个松弛时间和剪切松弛模量的模型。

在拟合过程中,两个参数集都被视为变量。为方便用户,将得到的松弛数据内插到以几十年为单位的有规律间隔的松弛时间,并与相应的剪切松弛模量值相关联。将该模型的结果与在不同温度下自动生成的主曲线进行比较,以进行合理拟合。

参考粘弹性模型由位于德国达姆施塔特的达姆施塔特技术大学静力学与建筑研究所根据独立实验和评估提供(Schuster 和 Schneider,2019 年)。

四点弯曲实验的结果由德国慕尼黑德国武装部队大学结构工程研究所基于独立实验和评估提供(Kraus 等人,2019 年)。 四点弯曲测试集概述 - up 提供在图 2 中。这两种测量报告都可以根据作者的要求提供。

图 2 恒温箱中的四点弯曲验证设置(图片由德国慕尼黑德国武装部队大学结构工程研究所提供)

图 2 恒温箱中的四点弯曲验证设置(图片由德国慕尼黑德国武装部队大学结构工程研究所提供)。

三、结果与讨论

3.1.总则

在拟合实验数据时,选择包含 10-11 个元素的 Prony 系列来平衡精度和实用性,作为 G(t) 的模型。该函数是聚合物中分子运动的数学表示,可以机械地描述为一系列麦克斯韦模型:

f12

其中模量 Gi 反映了每个过程的相对幅度,而弛豫时间 τi 表示其时间尺度。曲线拟合针对元素数量进行了优化,不考虑弛豫时间的确切值,随后将其插入到更圆的弛豫时间,同时检查拟合的保留情况。对于所有产品,基于以下类型的 WLF 方程开发了温度偏移函数:

f3

因此,对于每个 Prony 系列,提供了 gi、τi、G0、G∞、C1 和 C2 的值。

3.2. 传统 PVB 型(Saflex Clear)

虽然传统的 PVB 夹层不是为了提供结构特性而设计的,但一些标准将一定程度的剪切传递与这种聚合物类别相关联,或者通过风荷载的低默认剪切传递系数 (NBNS-23-002: 2016);NF DTU 39: 2017),或在短时间和适中温度下完全剪切传递,或在低温(例如雪荷载)下持续更长时间(ASTM 1300:2012)。

在许多情况下,考虑到源自传统 PVB 类型特性的有限量的剪切传递可以帮助减少夹层玻璃中的挠度或应力。多年来,已经为传统 PVB 类型提出了许多模型(Bennison 等人,1999 年;D'Haene 和 Savineau 2007 年;Hooper 等人,2012 年;Andreozzi 等人,2014 年;Piscitelli 2018 年)。

这些材料模型之一已被纳入荷兰标准 NEN 2608:2013,作为此类材料特性的参考。在早期的工作中,一位作者发表了传统 Saflex PVB 的材料模型(D'Haeneand Savineau 2007 –“DHS”模型。表 1 显示了最近开发的传统 PVB Saflex 透明 Prony 系列,以及WLF 参数 C1 和 C2(Schuster 和 Schneider 2019,“TUDa”模型)

在图 3 中绘制了从 Saflex Clear 模型得出的剪切松弛模量,温度分别为 0、20 和 30 °C,以及来自 DHS 模型的数据。在这个温度范围内,剪切松弛模量的值范围超过三个十年。两种模型的主曲线形状是一致的。

与 DHS 模型相比,表 1 的模型在更高的温度和更长的持续时间下更为保守,这从 20 和 30 °C 曲线中显而易见。对于玻璃设计而言,使用更保守和更现代的模型是可取的,并决定使用表 1 的模型作为四点弯曲验证的基础。

表 1:用于评估 Saflex Clear RB 的剪切松弛模量 G(t,T) 的模型参数(Tref= 20 °C)。

T1

图 3 D'Haene 和 Savineau(DHS-实线)以及 Schuster 和 Scheider(TUDa-虚线)模型在不同温度下持续 3 秒到 24 小时的常规 PVB 的剪切松弛模量

图 3 D'Haene 和 Savineau(DHS-实线)以及 Schuster 和
Scheider(TUDa-虚线)模型在不同温度下持续 3 秒到 24 小时的常规 PVB 的剪切松弛模量。

在德国武装部队大学(德国慕尼黑)根据 EN 16613 的通用指南,在 0 至 40 °C 的温度范围内对 360 * 1100 mm 的夹层玻璃样品进行了四点弯曲实验,并考虑了上述评论在 Botz 等人 2018(2) 中。实验的细节可以在克劳斯等人中找到。2019. 图 4 中给出了从这些测量得出的模量值与表 1 模型的比较。

在完全耦合的极限状态下(模量值 > 10 MPa,例如 0 °C),四点弯曲无法确定层间模量的准确值,并且观察到与从模型获得的值有很大偏差表 1。请注意,在这些条件下,结构玻璃设计对夹层模量的确切绝对值变得不敏感,即使不考虑商业玻璃厚度的影响。在更高的温度下,剪切耦合开始减少,表 1 中的模型与四点弯曲结果的对齐非常好,可以认为该模型已得到验证。

图 4 表 1 模型(DMA,实线)以及从四点弯曲实验(虚线,[15])得出的传统 PVB 在不同温度下持续 3 秒到 24 小时的剪切松弛模量

图 4 表 1 模型(DMA,实线)以及从四点弯曲实验(虚线,[15])得出的传统 PVB 在不同温度下持续 3 秒到 24
小时的剪切松弛模量。

3.3. 声学 PVB (Saflex Acoustic)

尽管声学夹层的设计不是为了提供结构特性并且相对较软,但这些夹层仍将它们层压在其间的玻璃板粘合在一起,因此它们的特性将在玻璃的行为中体现出来。当然,与常规 PVB 相比,在更多情况下会达到有效解耦状态,更不用说刚性 PVB 类型了。

在一些声学要求较高的设计中,使用相对较低的夹层模量值进行计算以限制层压板的刚度,以减少夹住玻璃上的应力是有意义的。此类别中的一个示例是例如尺寸有限的双层压 IGU,其中由腔压力变化引起的应力可能成为设计限制。因此,即使对于这些夹层类型,也需要可靠的模量数据。

本研究中使用的夹层由多层结构组成,其中有一个相对较软的芯层,可实现声学性能,而表层具有相当标准的机械性能,可实现出色的产品处理和加工,并有助于最终层压板的冲击性能。软芯层的存在对夹层玻璃的力学性能有显着影响。

从第一原理来看,时间-温度叠加(TTS)是否可以直接应用于分层材料结构以开发主曲线并不明显。最近表明,即使仍有许多注意事项,多层声学夹层的特性也可以通过对组件的测量有效地近似(D'Haene 和 Stevels,2019 年)。

因此,对声学夹层进行了直接测量。为声学多层 PVB Saflex Acoustic 开发的 Prony 系列以及 WLF 参数 C1 和 C2 如表 2 所示。

来自 Saflex Acoustic 模型的剪切松弛模量绘制在图 5 中,温度分别为 0、20 和 30 °C,以及来自独立开发模型的数据。使用这种类型的夹层观察到的值相对较低,并且绘图被限制在 3 秒到 1 小时到 30 °C 的范围内,以最大程度地减少重叠和缩放问题。在这个温度范围内,剪切松弛模量的值范围超过三个十年。

两种模型的主曲线形状一致,在 20 °C 的参考温度下,模型对齐良好。在某些范围内,两个玻璃化转变温度的影响仍然是可辨别的。与独立开发的模型相比,表 3 的模型在更高的温度下更加保守,从 30 °C 曲线可以明显看出。

表 2:用于评估 Saflex Acoustic QS(Tref= 20 °C) 的剪切松弛模量 G(t,T) 的模型参数。

T2

图 5 表 2 模型(实线)和独立模型(虚线,Schuster 和 Schneider 2019)在不同温度下持续 3 秒到 1 小时的声学 PVB 的剪切松弛模量

图 5 表 2 模型(实线)和独立模型(虚线,Schuster 和 Schneider 2019)在不同温度下持续 3 秒到 1 小时的声学
PVB 的剪切松弛模量。

为了验证表 2 的流变模型,在此温度范围内对 360 * 1100 毫米的夹层玻璃样品进行了额外的四点弯曲实验(详细信息参见上一节)。图 6 中给出了从这些测量得出的模量值的比较。

考虑到三层声学 PVB 的特殊性质、这些实验的非常不同的规模,以及图 4 数据生成的两种方法所需的大量数据处理,结果在一个非常狭窄的范围内。相对于温度超过 20 °C 时的四点弯曲数据,表 2 的模型是保守的。

图 6 表 2 模型在不同温度下持续 3 秒到 1 小时的声学 PVB 的剪切松弛模量,源自四点弯曲实验(虚线,Kraus 等人,2019 年)

图 6 表 2 模型在不同温度下持续 3 秒到 1 小时的声学 PVB 的剪切松弛模量,源自四点弯曲实验(虚线,Kraus 等人,2019
年)。

3.4. 刚性 PVB(Saflex 结构)

迄今为止,这种刚性 PVB 的 Prony 系列仅限于德国国家批准 (abZZ 70.3-230)(德国建筑研究所 2016)和单一学术出版物(Piscitelli 2018)。前者提供允许设计的层间特性,不一定是材料特性,后者使用多层层压板的蠕变松弛实验,虽然可行,但这是一种劳动密集型和耗时的方法。表 3 显示了使用 DMA 为刚性 PVB 型 Saflex Structural 开发的 Prony 系列以及 WLF 参数 C1 和 C2。

表 3:用于评估 Saflex 结构 DG 夹层的剪切松弛模量 G(t,T) 的模型参数 (Tref= 20 °C)。

T3

从该 Saflex Structural 模型得出的剪切松弛模量绘制在图 7 中,温度分别为 0、20、30 和 40 °C,以及来自独立开发模型的数据(Schuster 和 Schneider 2019)。在这个温度范围内,剪切松弛模量的值范围超过四个十年。两种模型的主曲线形状一致,在 20 °C 的参考温度下,模型对齐得相当好。

与独立开发的模型相比,表 3 的模型在更高的温度和更长的持续时间下更加保守,在 20 – 40 °C 范围内很明显。在 30 °C 的玻璃化转变温度附近观察到最大的差异。除了样品、设备和测量实践的潜在差异外,温度偏移函数的曲线拟合在模型结果中也起着重要作用。

为了优化拟合,5阶多项式函数用于外部数据(虚线)的曲线拟合。在玻璃设计方面,表 3 的模型在低温下生成的不太保守的数字不太可能是关键的,因为这些值大大超过了全剪切耦合的阈值,至少持续时间高达 1月。

图 7 表 3 模型(实线)和独立模型(虚线,Schuster 和 Schneider 2019)在不同温度下持续 3 秒到 1 个月的刚性 PVB 的剪切松弛模量

图 7 表 3 模型(实线)和独立模型(虚线,Schuster 和 Schneider 2019)在不同温度下持续 3 秒到 1 个月的刚性
PVB 的剪切松弛模量。

为了验证表 3 的流变模型,在此温度范围内对 360 * 1100 毫米的夹层玻璃样品进行了额外的四点弯曲实验,持续时间长达 24 小时。实验的细节可以在常规 PVB 的参考资料中找到。从这些测量得出的模量值的比较在图 8 中给出(注意 x 轴与图 5 的变化比例)。虽然无法使用四点弯曲在完全耦合极限以上确定层间模量的确切值,但在 20-40 °C 范围内可以非常准确地预测层压板的松弛行为。

图 8 表 3 模型(实线)以及来自四点弯曲实验(虚线,Kraus 等人,2019 年)的刚性 PVB 在不同温度下持续 3 秒到 24 小时的剪切松弛模量

图 8 表 3 模型(实线)以及来自四点弯曲实验(虚线,Kraus 等人,2019 年)的刚性 PVB 在不同温度下持续 3 秒到 24
小时的剪切松弛模量。

四、PVB 类型、型号限制的比较

通过提供三种不同 PVB 类型的模型,可以轻松比较这些 PVB 类型的模量特性。在图 9 中,现在绘制了不同 PVB 类型在 20 °C 参考温度下生成的模量值。常规 PVB 和结构 PVB 的主曲线形状非常相似,并且在结构 PVB 类型的流变特性最接近于 20 °C 时的常规 PVB 的温度下添加了一条附加曲线。

发现该温度为34°C。这种 14 °C 的温差与传统 (Tg ≈ 28 °C) 和刚性 PVB 类型 (Tg ≈ 43 °C) 之间的动态玻璃化转变差异密切对应。对声学三层 PVB 使用类似的方法,为此 PVB 类型确定了 4 °C 的相应温度。在这种情况下,匹配并不是那么接近,因为曲线的形状仍然与两种具有不同玻璃温度的材料的存在相呼应。

在数学上,开发的模型可以在任何持续时间和温度下进行评估。然而,选择的弛豫时间和弛豫时间数量以及曲线拟合旨在准确反映与建筑物中玻璃通常经历的温度范围和持续时间相关的变化。时间温度叠加只能应用于经历单一弛豫过程(例如玻璃化转变)的材料,并且必须注意不要将基础数据的生成扩展到此范围之外。

在接近弹性极限状态或粘性极限状态的情况下,应注意应用这些模型来生成绝对模量值。实际上,模型的验证也只能在特定的时间和温度范围内进行。在时/频域中,这些模型没有被开发来准确反映非常短期载荷(例如炸弹爆炸)或非常长期载荷(例如永久载荷)的层间行为。

在温度域中,可以从 0 到 70 °C 范围内的模型生成数据,尽管上限和下限可能因产品类型而略有不同。传统和刚性 PVB 的模型可以被认为在 10 到 60 °C 的温度范围内,以及从 3 秒到 1 个月的持续时间进行了充分验证。对于声学三层产品,适用范围更多限于持续时间长达 1 小时和温度高达 40 °C。

图 9 基于表 1-3 的模型在 20 °C 下持续 3 秒到 35 天的主要 PVB 类型的剪切松弛模量(虚线“最接近的匹配曲线”与 20 °C 下的常规 PVB – 见正文)

图 9 基于表 1-3 的模型在 20 °C 下持续 3 秒到 35 天的主要 PVB 类型的剪切松弛模量(虚线“最接近的匹配曲线”与 20
°C 下的常规 PVB – 见正文)。

五、结论

剪切松弛模型的材料模型是为所有三种主要的商业 PVB 类型开发的。这些模型与独立开发的模型进行了比较。选择在更长的持续时间/更高的温度下更保守的模型用于在不同温度下进行四点弯曲实验的验证。一般而言,除了实现全剪切耦合的组件外,都实现了良好的一致性。在这些情况下,四点弯曲实验无法准确提供层间模量值。

尽管这些模型可用于为各种负载场景生成模量值,但应注意不要使用验证温度或时间范围之外的负载场景。

六、参考文献

Andreozzi, L.,Bari, S.,Fagone, M.,Ranocchiai, G.,Zulli, F.: Dynamic torsion tests to characterize the thermoelastic properties of polymericinterlayers for laminated glass, Constr. Build. Mater 65 1-13(2014).
Association Française de Normalisation, NF DTU 39 Travaux de vitrerie-miroiterie Partie 4: Memento calculs des épaisseurs de vitrages(2017).
ASTM International: ASTM E1300 -12a: Standard Practice for determining the load resistance of glass in buildings (2012).
Bennison, S.J.,A. Jagota, A.,Smith, C.A.: Fracture of glass/PVB Laminates in biaxial flexure, J. Am. Cer. Soc., 1761-1770(1999).
Botz, M., Kraus, M.,Siebert, G.: Sensitivity analysis for the determination of the interlayer shear modulus in laminated glass using a torsional tests, Glass Struct. Eng. 3(2), 355-371(2018).
Botz, M., Kraus, M.A.,Siebert, G.: Experimental determination of the shear modulus of polymeric interlayers used in laminated glass. In: Proceedings GlassCon Global, 31-38(2018).
Bureau voor Normalisatie, NBN S-23-002-2 Berekening van de glasdikte (2016).
D’Haene, P.,Savineau, G.: Mechanical properties of laminated safety glass –FEM study. In: Proceedings Glass Performance Days (Tampere Finland), 594-598(2007).
D’Haene, P.,Stevels, W.:Modelling laminated glass based on multilayer interlayers: effective modulus approach. In: Proceedings GlassPerformance Days (Tampere Finland), 412-415(2019).
European Committee for Standardization: EN 16612 Glass in Building –Determination of the load resistance of glass panes by calculation andtesting (2019).
European Committee for Standardization: EN 16613 Glass in Building –Determination of interlayer mechanical properties (2019).
German building institute: Verbund-Sicherheitsglas aus der Produktfamilie Saflex DG mit Schubverbund. Generic building approval Z-70.3-230,Berlin (2016).
Haerth, M.,Bennison, S.J.,Sauerbrunn, S.: Determination of interlayer mechanical properties for use in laminated glass design. In: Proceedings Glass Performance Days (Tampere Finland), 416-418(2019).
Hooper, P.A.,Blackman, B.,Dear, J.: The mechanical behavior of poly(vinyl butyral) at different strain magnitudes and strain rates J. Mater. Sci47 2564-3576 (2012).
International Organization for Standardization: ISO 6721-10 Plastics –Determination of Dynamic Mechanical Properties_Complex shear viscosity using a parallel plate oscillatory rheometer (2011).
Kraus, M.,Botz, M.,Pauli, A.,Siebert, G.: Investigations on the behaviour of the Saflex PVB in laminated safety glass after glass fracture_Linear Viscoelasticity: Four-Point Bending Tests, Proprietary report (2019).
Kuntsche, J.,Schuster, M.,Schneider, J.,Langer, S.: Viscoelastic properties of laminated glass interlayers –theory and experiments. In: Proceedings Glass Performance Days (Tampere Finland), 143-147(2015).
Kuntsche, J.,Schuster, M.,Schneider, J.: Engineering design of laminated safety glass considering shear coupling: a review, Glass. Struct. Eng.2019-4, 209-228 (2019).
Nederlands Normalisatie-instituut: NEN 2608 Vlakglas voor gebouwen -Eisen en Bepalingsmethode (2013) and revised version in preparation.
Piscitelli, L.: Service ability and post-failure behaviour of laminated glass structural elements, Thesis University of Braunschweig –Institute of Technology (2018).
Schuster, M.,Schneider, J.: Investigations on the behaviourof the Saflex PVB in laminated safety glass after glass fracture Report_Linear Viscoelasticity: DMTA / Rheometer, Proprietary report (2019).
Schuster, M.,Kraus, M.,Schneider, J.,Siebert, G.:Investigations on the thermorheologically complex material behavior of the laminated safety glass interlayer ethylene-vinyl-acetate, Glass Struct. Eng. 3(2) 373-388 (2018).
Stevels, W.: PVB Interlayer Modulus properties in contemporary European standards. In: Proceedings Glass Performance Days (Tampere Finland),56-60 (2019).
Stevels, W.,D’Haene, P.,Zhang, P.,Haldeman, S.: A comparison of different methodologies for PVB interlayer modulus characterization. In Proceedings Challenging Glass 5, Bos, F.; Louter, C.; Belis, J. (eds), Gent(2016).

Tags: none