夹层玻璃设计中使用的夹层机械性能的测定



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在过去十年中,我们见证了使用现代分析和计算方法的夹层玻璃设计的快速发展。

正确模拟夹层玻璃行为的关键是为聚合物夹层开发准确的本构模型。此类模型应反映作为温度和负载持续时间函数的聚合物行为,因此可以进行计算以反映感兴趣的设计负载情况。在这个贡献中,我们提出了几种确定层间剪切松弛模量行为的方法。

比较和对比了基于动态力学分析(剪切、平行板几何)的测试方法的结果。回顾了两个关键发现:1) 适当的样品调节和制备,2) 最大限度地减少了测试过程中的样品变形。我们表明,只要仔细管理这两个问题,就可以从不同的测试几何结构中获得自洽的结果。任何评估计划的一个关键要素是对结果的独立验证。在这里,我们检查了使用夹层玻璃梁的四点弯曲测试进行此类验证检查。

介绍

现在可以使用许多计算工具和方法来模拟夹层玻璃的变形 [1-7]。事实上,此类工具的开发在将夹层玻璃的使用范围扩大到超越其作为安全玻璃的传统功能到作为外墙或建筑物中的结构元件的应用方面发挥了关键作用。尽管这些工具的方法各不相同,从简单的分析近似到详细、复杂的有限元方法,都需要准确的材料属性。夹层玻璃中使用的聚合物表现出复杂的粘弹性行为,其中刚度行为受温度和载荷作用时间尺度的影响。

自首次发表关于 PVB 聚合物的粘弹性特性和由此类聚合物制成的夹层玻璃的相关行为的研究已经 20 年了 [6, 7]。这项工作使用拉伸模式动态力学分析 (DMA) 来提取 PVB 的潜在剪切松弛模量 G(t)。将这些特性结合到有限元模型中证明能够预测夹层玻璃在各种几何形状和负载情况下的变形。这些研究已被其他小组重复使用,并且基本上得到了验证 [8]。

自从这项早期工作以来,我们已经看到引入了超出为传统冲击玻璃应用开发的标准 PVB 的其他聚合物夹层。这种夹层涵盖了一系列机械性能,从最坚硬的结构聚合物(例如离聚物)到最柔顺的阻尼聚合物(例如声学增强的多层 PVB)。材料行为的这种复杂性给准确​​确定设计计算所需的剪切松弛模量行为带来了额外的挑战。

我们已经看到一些报告的测试结果可变性,这引发了关于表征聚合物夹层的最佳方法的问题 [9]。除了这种复杂性之外,我们还看到了在夹层玻璃的结构计算中促进使用聚合物储能剪切模量 G' 的趋势。这是不正确的。储存剪切模量 G' 显示出比松弛剪切模量 G(t) 更高的值。因此,使用 G' 的夹层玻璃行为的结构计算将预测比实际更好的性能,因为这种方法没有考虑加载过程中的聚合物松弛。

在本文中,我们介绍了确定聚合物夹层的剪切松弛模量 G(t) 的方法。我们关注几个关键问题:1) 适当的样品调节和制备,2) 测试过程中样品变形的最小化,3) TTS 分析方法和 G(t) 的准确提取,4) 使用梁弯曲实验验证结果。我们表明,如果仔细管理这些问题,可以从不同的测试几何形状中获得特定类别的夹层的自洽结果。此外,我们还提供了一系列基于 PVB 的聚合物的 G' 和 G(t) 之间差异的示例。

实验部分

材料

为了涵盖范围广泛的各种夹层产品刚度,本研究对三种商用 PVB 夹层 Trosifol® SC Monolayer、Trosifol® UltraClear 和 Trosifol® Extra Stiff 进行了研究。这些夹层之间的主要区别在于增塑剂的总含量,范围从 SC 单层的高到 UltraClear 的中,到 Extra Stiff 的低。玻璃化转变温度(1 Hz,3 K·min-1,变形的线性范围)分别确定为 SC 单层为 20 °C,UltraClear 为 32 °C,Extra Stiff 为 47 °C。

样品制备

样品制备的关键问题是确保聚合物薄膜经历与夹层玻璃制造过程中经历的相同的热过程。这导致聚合物在测试之前达到其正确的平衡状态。例如,一些聚合物在加热到高压釜温度期间表现出有限的收缩。如果在测试期间发生这种情况,则相关的信号(力)变化被解释为机械行为的变化。我们对这个要求采取了两种方法。

独立式聚合物薄膜

标称厚度为 0.76 毫米的薄膜样品与 PVB 和玻璃之间的 PET 隔离片叠置在一起,并暴露于标准层压工艺以去除 PVB 的收缩和表面结构。随后将加工过的 PVB 薄膜从 PET 隔离片上剥离,并从该独立式薄膜上切下样品(直径 8 毫米),然后在测试前在 23°C 的干燥器中干燥至少 48 小时。这导致水分含量低于 0.2 wt.%,从而提高了测量的可重复性并避免了在高 DMA 测试温度下形成气泡。

薄玻璃层压板

玻璃板并暴露于标准层压工艺。随后使用水射流切割法从薄玻璃层压板上切割出夹层玻璃测试样品(8 毫米圆盘)。标称厚度为 0.76 毫米的样品 PVB 薄膜被铺设在 0.7 毫米“薄”玻璃板之间并暴露于标准层压工艺。随后使用水射流切割从薄玻璃层压件上切割出夹层玻璃测试样品(8 毫米圆盘)。

测试方法

已采用一系列测试方法来表征几种基于 PVB 的夹层材料的剪切松弛特性。

动态力学分析 (DMA)

测试是在两个不同的实验室使用两种不同的测试几何形状和两种不同的样品类型进行的。

Kuraray Troisdorf Germany:独立式聚合物薄膜样品

动态-机械分析是用 Anton Paar MCR 302 流变仪以板/板模式进行的。试样加载在 70 °C 进行,金属安装板以恒定速度 (1 µm·s-1) 向试样移动,直到达到 10 N 的法向力。然后将法向力设置为 0.4 N,将流变仪加热至 120 °C,然后冷却至最低测试温度 -20 °C。此程序可实现金属安装板和 PVB 样品之间所需的附着力。频率扫描在变形的线性范围内(最大 0.1% 应变)和 0 N 的法向力进行,以避免在测量过程中试样变形。温度在 -20 °C 和 105 °C 之间变化,步长为 5 °C。

美国特拉华大学 (UoD):薄玻璃层压板样品

动态-机械-分析是用 TA Instruments 流变仪以板/板模式进行的。请注意,薄玻璃层压板样品使用高温环氧树脂粘在安装板上。试样加载在室温下进行,在整个测试过程中法向力保持在 0 N。将样品冷却至最低测试温度 -20 °C 并开始温度频率扫描。频率扫描在变形的线性范围内(< 0.1% 应变)和 0 N 的法向力进行,以避免在测量过程中试样变形。温度在 -20 °C 和 105 °C 之间以 5 °C 的步长变化。

动态-机械-分析也在剪切模式下用 Mettler Instruments DMA 进行。请注意,薄玻璃层压板(8 毫米圆盘)样品使用高温环氧树脂粘在安装板上。在 -20 °C 的最低测试温度下将样品加载到样品架中。在安装过程中对样品施加最小的夹紧力,以最大限度地减少测试过程中的聚合物变形。在变形的线性范围内(< 0.1% 应变)进行频率扫描,温度在 -20 °C 和 105 °C 之间以 5 °C 的步长变化。

四点弯曲试验

进行四点弯曲测试以检查来自 DMA 测试的剪切模量评估结果。这些测试在两个独立的测试实验室进行:1) 慕尼黑联邦国防军大学和 2) 弗里德曼和基什内尔测试实验室。测试包括测量夹层玻璃梁的挠度以及使用有限元建模将载荷挠度行为与剪切模量相关联。关于这种逆方法的适用性的讨论在别处 [10] 中给出。

提取主曲线和剪切松弛模量

时间-温度-叠加 (TTS) 分析方法已得到充分审查 [6-9]。需要注意的两个关键点:1) 仅使用水平移动来建立主曲线,2) 评估 G(t) 和相关的线性粘弹性谱是在 Baumgärtel 和 Winter [11] 之后实现的。

结果和讨论

不同方法和实验室的比较

图 1 给出了来自两种不同 DMA 几何形状、剪切板和平行板以及两个不同实验室、Kuraray Troisdorf 和特拉华大学的 Trosifol® Extra Stiff 的测量比较示例。

图 1 来自两个不同实验室的剪切和平行板 DMA 的 Trosifol® Extra Stiff 剪切松弛模量 G(t) 的比较

图 1 来自两个不同实验室的剪切和平行板 DMA 的 Trosifol® Extra Stiff 剪切松弛模量 G(t) 的比较。

从结果可以看出,两种 DMA 方法的一致性很好,两个实验室之间具有良好的一致性。

剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 的比较

图 2 给出了来自平行板 DMA 测量的 Trosifol® Extra Stiff G(t) 和 G' 的比较示例。

图 2 来自平行板 DMA 的剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 的比较

图 2 来自平行板 DMA 的剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 的比较。

可以看出,G' 总是大于 G(t)。G' 与 G(t) 的偏差表示在特定松弛时间(负载持续时间)和温度下发生的聚合物松弛量。表 1 给出了 Trosifol® ES 的一些 G(t) 和 G' 数值,进一步证明了这一点。

表 1 来自平行板 DMA 的 Trosifol® ES 的剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 的比较

表 1 来自平行板 DMA 的 Trosifol® ES 的剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 的比较。

图 2 和表 1 表明 G(t) 和 G' 之间的差异可能相当大(在某些情况下高达 5 倍)。夹层玻璃板的变形取决于夹层的剪切松弛模量 G(t)。如果层间剪切储能模量 G' 用于计算目的,则预测将不准确。实际上,根据负载持续时间、温度和 G(t) 和 G' 之间的偏差,计算可能会严重不保守。

使用 4 点弯曲测试进行验证

最终,从所描述的测量得出的剪切特性需要用于模拟夹层玻璃变形。因此,我们将 DMA 结果与从慕尼黑联邦国防军大学进行的 4 点弯曲试验中提取的剪切模量估计值进行了比较。

图 3 来自平行板 DMA 的剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 与来自 4 点弯曲测试的剪切模量的比较(结果由慕尼黑联邦国防军大学提供)

图 3 来自平行板 DMA 的剪切松弛模量 G(t) 和剪切储能模量 G' 与来自 4
点弯曲测试的剪切模量的比较(结果由慕尼黑联邦国防军大学提供)。

从图 3 中可以看出,4 点弯曲测试的结果与 DMA 测量的结果之间存在良好的一致性。该比较进一步支持使用 G(t) 计算夹层玻璃变形行为。

结论

我们已经表明,如果遵循几个重要的指导原则,可以测量用于夹层玻璃的聚合物的可靠、自洽的剪切松弛模量 G(t) 特性。结果也已根据 4 点弯曲测试的评估进行了验证。此外,我们已经证明了在计算夹层玻璃变形行为中使用 G(t) 的重要性。

参考

1. J. A. Hooper, “On the bending of architectural laminated glass,” Int. J. Mech. Sci., vol.15, pp.309–23, (1973).
2. I. Calderone, P. S. Davies, S. J. Bennison, H. Xiaokun and L. Gang “Effective Laminate Thickness for the Design of Laminated Glass,” presented at Glass Performance Days, Tampere, Finland, (2009).
3. L. Galuppi and G. Royer-Carfagni, “Effective Thickness of Laminated Glass Beams. New expression via a Variational Approach,” Eng. Struct., vol.38, pp.53-67, (2011).
4. L. Galuppi and G. Royer-Carfagni, “The effective thickness of laminated glass plates,” J. Mech. Mat. Struct, vol.7, pp.375-400, (2012).
5. L. Galuppi and G. Royer-Carfagni, “Practical expressions for the design of laminated glass,” Compos. Part B - Eng., vol.45, pp.1677-1688, (2013).
6. Bennison, S.J., Jagota, A. & Smith, C.A., (1999) “Fracture of Glass/Polyvinyl Butyral (Butacite®) Laminates in Biaxial Failure,” J. Am. Ceram. Soc., 82[7] 1761-70.
7. Van Duser, A., Jagota, A., Bennison, S.J. (1999) “Analysis of Glass/Polyvinyl Butyral (Butacite®) Laminates Subjected to Uniform Pressure” Journal of Engineering Mechanics, ASCE, 125[4] 435-42.
8. Kuntsche J., Schuster M., Schneider J., and Langer S., “Viscoelastic Properties of Laminated Glass Interlayers – Theory and Experiments,” Glass Performance Days 2015, pp 143-147.
9. Zhang P., Stevels W., Haldeman S.V., Schimmelpenningh J.C., “Shear Modulus Measurements of Structural PVB Interlayer and prEN 16613,” Glass Performance Days 2015, pp 148-52.
10. Shitanoki Y., Bennison S.J. and Koike Y., “A practical, nondestructive method to determine the shear relaxation modulus behavior of polymeric interlayers for laminated glass,” Polymer Testing 37 (2014) 59–67.
11. Baumgärtel M, Winter HH (1989). “Determination of the discrete relaxation and retardation time spectra from dynamic mechanical data.” Rheol Acta 28:511519.

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