不同玻璃元件在高温下的行为



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本文概述了对承受火荷载的玻璃进行的实验研究。

玻璃已成为不可或缺的建筑材料。然而,在火灾等极端事件中,玻璃元素的行为仍然相对未知。玻璃对热冲击的敏感性及其在高温下的可变材料特性使得预测火灾期间玻璃元素的行为变得复杂。然而,耐火玻璃的实际应用已经存在于填充板和无框玻璃墙/门中,并且常用。

它们非常有效地保持隔间,为未暴露的一面提供临时保护,防止火焰和烟雾通过,并且根据分类,它们还提供隔热。本文提供了对承受火荷载的玻璃进行的实验研究的最新技术概述。总结了对温度相关特性、单片玻璃和层状玻璃产品加热的研究。确定了当前确定玻璃防火性能的缺点,并总结了有前途的数值软件开发。

一、介绍

在过去几年中,几起不幸的火灾事件凸显了对安全建筑材料的迫切需求。这些结构材料必须能够阻止烟雾和火灾的蔓延,同时在火灾中保持稳定。由于这个动机,评估不同建筑材料在火灾中的性能已成为一个关键的研究领域。对混凝土、木材、钢材、石膏等不透明建筑材料进行了广泛的研究,而对玻璃等透明建筑材料的研究相对较少。

玻璃的脆性行为和有限的拉伸强度使其成为非常脆弱和易碎的建筑材料,尤其是在火灾等极端负载条件下。然而,玻璃元素在火灾中的行为仍然相对未知。玻璃材料特性对高温的敏感性,以及玻璃对热冲击的敏感性,使得玻璃元件的防火性能的确定变得复杂。此外,当玻璃打算用作承重部件时,必须考虑热负荷和机械负荷的综合影响。

为了理解玻璃在高温下的行为,已经进行了几项实验研究(例如,Bedon 2017;Bedon 等人,2018a;Sjostrom 等人,2016 年)。一个关键因素是玻璃特性的温度依赖性。由于这些信息相当稀少和分散,本文总结了高温玻璃材料研究的主要成果。识别出 20°C 至 600-700°C 温度范围内的缺失数据。

在玻璃应用(玻璃元件)的层面上,审查了对单片和分层玻璃产品的防火行为的调查。本文总结了主要研究成果,表明由于存在许多影响参数,因此难以在特定测试配置之外推断研究成果。

可以通过使用高级有限元建模进行详细的参数化研究来解决这一困难。然而,迄今为止,关于玻璃的热行为的数值研究很少。本文最后总结了一些有前景的数值软件开发。然而,这些模型仍然说明了一些局限性,结果有时仅部分符合现实。

二、玻璃的耐火性

2.1. 退火钠钙石英玻璃

在考虑建筑中的玻璃应用时,最常用的是退火 (AN) 钠钙硅 (SLS) 玻璃。表 1 给出了它在室温下的一些特性(Haldimann 等人,2008 年;Le Bourhis 等人,2003 年)。由于 ANSLS 玻璃的热膨胀系数较高,热导率较低,因此其耐火耐热性较差(Foraboschi 2017)。

当 SLS 玻璃承受热负荷时,低导热率会在整个表面产生非常高的温度梯度。这意味着每个玻璃部分都会以不同的方式收缩或膨胀(Foraboschi 2017)。这种差异会引起应力,并且由于 AN SLS 玻璃的标称抗拉强度仅为 45 MPa,当引起的应力超过抗拉能力时,这种现象很可能导致玻璃板破裂。

表 1:SLS 和 BS 玻璃的一些热和机械特性(Le Bourhis 等人,2003 年;Haldimann 等人,2008 年)。

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2.2. 提高玻璃耐火性的方法

如果需要更好的防火和耐热性,可以使用硼硅酸盐(BS)玻璃。如表 1 所示,BS 玻璃与 SLS 玻璃相比具有较低的热膨胀系数。因此,每个玻璃部分的收缩或膨胀都小于 SLS 玻璃,从而具有更好的防火和耐热性。然而,由于成本较高,BS玻璃在建筑中的应用相当有限。透明陶瓷玻璃的热膨胀系数更低(Bach 2013)。因此,该产品可以承受非常高的温度和温度梯度。

增强退火 (AN) SLS 玻璃的防火和耐热性的另一种选择是通过化学或热处理工艺对该玻璃进行后处理。通过这种方式,可以获得标称抗拉强度分别为 70 MPa、120 MPa 和 150 MPa 的热强化 (HS) SLS 玻璃、热钢化 (TT) SLS 玻璃和化学强化 (CS) SLS 玻璃 (Bedon 2017)。因此,这种玻璃可以承受更大的诱导应力,从而具有更好的防火和耐热性。

还采取了其他措施来改善玻璃的耐火性差,通过创造耐火玻璃。这种玻璃的一个例子是不同类型玻璃(例如 AN、HS 或 TT)的层压板,其中透明夹层具有特定的防火功能(例如膨胀层)(Feldmann 等人,2014 年)。当这种耐火玻璃遇到火灾时,暴露的玻璃板会破裂但仍保持原位。

膨胀层会膨胀并形成不透明的绝缘层,以防止热量传递到未暴露的一侧。防火玻璃的实际应用存在填充板和无框玻璃墙/门,允许保持隔间。它们非常有效地临时保护未暴露的一面免受火焰和烟雾的渗透,并且还提供隔热(根据分类功能)。然而,关于它们的结构行为(Feldmann 等人,2014 年)或火灾和结构载荷的综合影响的信息很少甚至没有。

夹丝玻璃是防火玻璃的另一个例子,因为大部分破碎的玻璃碎片被金属丝网保持在一起,防止火焰到达未暴露的一侧。此应用程序仅提供完整性而不是绝缘。然而,受伤的风险仍然很高。时至今日,具有更好安全性能的玻璃解决方案是首选。

前面提到的所有防火解决方案都是被动防火的例子。它们可以相互组合或与其他玻璃元件组合在隔热防火玻璃单元中。如果玻璃系统需要额外保护,这些被动措施可以与主动防火相结合。主动防火(例如喷水器)既可以手动操作,也可以自动操作(Hu et al. 2016; Shao et al. 2016; Wang et al. 2018a)。

2.3. 玻璃板的最大允许温差

上一节论证了玻璃的耐火性主要取决于其耐热冲击性。热冲击由平面内和/或整个厚度的温度梯度 ΔT 暗示。这使得温度梯度成为可用作指南中的指标的重要参数。表 2 列出了不同玻璃类型的允许温差。这种差异受到玻璃厚度和可能的预应力等几个参数的影响(Kozłowski 等人,2018 年)。

此外,影响强度的边缘精加工对允许温差有显着影响。由于边缘在许多情况下是出现最大拉伸应力的位置,因此玻璃边缘强度至关重要(Vandebroek,2015)。从表 2 中可以看出,允许的温差范围从 22°C 到 200°C。如果不超过表 2 中的限制,则相应的玻璃应能够承受热冲击引起的应力。过去对热冲击进行了大量实验研究(Foraboschi 2017;Yang 等人 2011;Malou 等人 2013;Wang 等人 2018b)。但是,由于过去的一些研究结果相互矛盾,因此仍需要进一步调查(Kozłowski 等人,2018 年)。

表 2:具有不同边缘精加工的不同玻璃类型的允许温差(Kozłowski 等人,2018 年)。

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三、 温度相关特性

当玻璃遇火时,随着材料温度的升高,几种性能会发生变化。已经对温度相关特性进行了各种研究(Debuyser 等人 2017;Kerper 等人 1966;Le Bourhis 等人 2003;Rouxel 2007;Rouxel 等人 2000;Shen 等人 2003;Wang 等人 2014a ;谢等人,2011 年)。本节概述了主要结果。

3.1. 弹性模量

AN SLS 玻璃在室温下的弹性模量大约等于 73 GPa,如表 1 中所列(Rouxel 等人,2000 年)。鲁塞尔等人。(2000) 通过超声回波图测量了这种特性随温度的变化。结果由图 1(a) 中的叉号表示。当温度从室温增加到大约 530°C 时,测得的刚度线性缓慢下降。

达到 530°C 后,曲线图下降得更快。当通过这两种方式绘制直线时,可以在这些直线的交点处发现 540°C 的玻璃化转变温度。在 Shen 等人提出的测试结果中可以看到类似的缓慢下降趋势。(2003) (图 1(b))。与 Rouxel 等人的研究相比。(2000),该图下降得更快,室温下的值更低。

Kerper 等人已经研究了除 AN SLS 玻璃之外的其他玻璃(例如 CS SLS 玻璃、TT SLS 玻璃和 HS BS 玻璃)的弹性模量的温度依赖性。(1966)。结果在下面的图 2 中重现。从图 2(a) 和图 2(b) 可以得出结论,当温度升高时,CS SLS 玻璃和 TT SLS 玻璃的弹性模量也会降低。与 Rouxel 等人报道的值相比,室温下的起始值更高。(2000) 和沉等人。(2003) 由于玻璃中的预应力。必须指出的是,化学强化玻璃的减少不是线性发生的。在不高于室温的温度下会出现急剧的拐点(Kerper 等人,1966 年)。

AN SLS 玻璃:(a)杨氏模量和粘度系数(Rouxel 等人,2000)和(b)杨氏模量(Shen 等人,2003 年)的温度依赖性。

图 1 AN SLS 玻璃:(a)杨氏模量和粘度系数(Rouxel 等人,2000)和(b)杨氏模量(Shen 等人,2003 年)的温度依赖性。

CS SLS 玻璃、(b) TT SLS 玻璃和 (c) HSBS 玻璃的杨氏模量的温度依赖性(Kerper 等人,1966 年)。

图 2 (a) CS SLS 玻璃、(b) TT SLS 玻璃和 (c) HSBS 玻璃的杨氏模量的温度依赖性(Kerper 等人,1966
年)。

3.2. 粘度系数

Rouxel 等人之前提到的研究。(2000) 还研究了 AN SLS 玻璃在高于 420 °C 的温度下粘度系数的温度依赖性。这些值是在蠕变试验期间测量的,并由图 1(a)中的虚线表示。可以观察到快速下降,曲线可以用表达式 (1) 描述,其中 R 作为气体常数(Rouxel 等人,2000 年)。

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3.3. 泊松比

在 Rouxel (2007) 的一项研究中,将 AN SLS 玻璃和 BS 玻璃的泊松比的温度依赖性与具有不同化学成分的玻璃产品进行了比较。结果见图3(a)。AN SLS 玻璃和 BS 玻璃在室温下的起始点约为 0.23,如前面表 1 所述。对于这两种材料,可以得出结论,泊松比随着温度的增加而单调增加。此外,BS 玻璃的值略高于 AN SLS 玻璃的值。

3.4. 断裂韧性

Rouxel 等人进行的研究。(2000) 还研究了 AN SLS 玻璃的断裂韧性的温度依赖性。使用 V 形缺口试样测量依赖性,结果如图 3(b)所示。应用不同的加载速率,即 2、4 和 8 MPa√ms-1。室温下的韧性大约等于 0.75 MPa√m,这对应于文献中给出的值(Haldimann 等人,2008 年)。

对于每个加载速率,断裂韧性表明从室温到大约 400°C 的温度缓慢减弱。此后,所有三个图表的断裂韧性都达到最小值,然后分别在 480°C、520°C 和 540°C 显着增加(Rouxel 等人,2000 年)。这些温度代表脆性到韧性的转变(即玻璃化转变温度),它们大致对应于表 1 中前面提到的值。

AN SLS 玻璃和 BS 玻璃的泊松比 (Rouxel 2007) 和 (b) AN SLS 玻璃的断裂韧性 (Rouxel et al. 2000) 的温度依赖性。

图 3 (a) AN SLS 玻璃和 BS 玻璃的泊松比 (Rouxel 2007) 和 (b) AN SLS 玻璃的断裂韧性 (Rouxel et al. 2000) 的温度依赖性。

3.5. 温度相关的热特性

此外,玻璃和夹层的热性能都具有与温度相关的特性。Debuyser 等人研究了玻璃的比热容和热导率以及聚乙烯醇缩丁醛 (PVB) 和 SentryGlas (SG) 夹层作为温度的函数。(2015)。首先,作者通过使用瞬态平面源 (TPS) 方法在 11 个 AN SLS 玻璃样品上通过实验确定了室温下的体积热容、热导率和热扩散率。发现平均值分别为 2.042 MJ/m³K、1.032 W/mK 和 0.505 mm²/s。

为了确定室温下的比热容,将体积热容除以 2500 kg/m³ 的玻璃密度,得出的值为 816.783 J/kgK。然后,使用 Tsao (1990) 确定的表达式评估比热容的温度依赖性,并使用 Van der Temper (2002) 确定的表达式评估热导率的温度依赖性。这些计算的结果分别如图 4(a) 和图 4(b) 所示。对 PVB 中间层和 SG 中间层执行相同的程序,其结果也包含在图 4(a) 和图 4(b) 中。

AN SLS 玻璃:(a) 比热容和 (b) 热导率的温度依赖性(Debuyser 等人,2017 年)。

图 4 AN SLS 玻璃:(a) 比热容和 (b) 热导率的温度依赖性(Debuyser 等人,2017 年)。

3.6. 临界断裂应力

如前所述,当诱导拉伸应力超过玻璃的拉伸阻力时,承受热负荷的玻璃会破裂。发现临界断裂应力与温度有关。这显着影响开裂行为。王等人。(2014a) 和谢等人。(2011) 通过在材料测试系统 810 设备上进行测试,对 AN SLS 玻璃的温度相关拉伸强度进行了研究。

仅进行远低于 AN SLS 玻璃的玻璃化转变温度的测量。这样,所有阶段都可以被认为是有弹性的。这两项研究都是在充分预热的测试样品上进行的,以确保不存在热梯度。Wang等人的结果。(2014a) 如图 5 所示。测试是在标称厚度为 6 毫米的玻璃板上进行的。该图显示临界拉伸应力从 25°C 降低到 400°C,在 100°C 时显示最小值。100°C 和 200°C 下的平均断裂应力分别比 25°C 下测得的强度小 34% 和 10%。

谢等人的结果。(2011) 如图 6 所示。本研究中的测试是在不同玻璃厚度上进行的,每种厚度在 25°C(图 6(a))和 200°C(图 6(b))下进行测试。比较标称厚度为 6 毫米的玻璃板的结果,200°C 下的断裂应力比 25°C 下的测量强度小 7%。该结果与 Wang 等人的研究结果一致。(2014a)。此外,图 6(a) 和图 6(b) 确定了临界断裂应力对玻璃厚度的敏感性。

AN SLS 玻璃:临界拉伸应力的温度依赖性(Wang 等人,2014a)

图 5 AN SLS 玻璃:临界拉伸应力的温度依赖性(Wang 等人,2014a)。

AN SLS 玻璃:不同厚度下临界断裂应力的温度依赖性(Xie 等人,2011 年)。

图 6 AN SLS 玻璃:不同厚度下临界断裂应力的温度依赖性(Xie 等人,2011 年)。

3.7. 讨论

这些与温度相关的特性是理解玻璃元件热行为的关键因素,并且在数值模型中必不可少。然而,并非所有属性都根据与火灾载荷相对应的温度范围(即超过 400°C 的温度)确定。除此之外,一些提到的结果是基于有限数量的样本。由于玻璃开裂的随机性很大,需要进行更多的实验,以增加对材料特性散射的理解,并获得更可靠的结果。

四、 单片玻璃元件试验文献综述

4.1. 简介:消防设计最重要的因素

关于单片玻璃在火灾场景中的行为,文献中已经研究了几个方面。2018 年,Wang 等人。对火灾中玻璃幕墙破损的影响因素进行了敏感性分析。不同玻璃元件的破裂时间用作参考。这项研究表明,在消防安全设计过程中,玻璃面板尺寸和遮阳厚度等因素可能会被忽略(Wang 等人,2018b),因为它们被发现具有较低的重要性。

敏感性分析表明,在考虑外墙玻璃元件的防火安全设计时,火灾位置、单片玻璃元件的种类和安装配置是三个最重要的因素,如图 7(a)所示。已经对 Wang 等人强调的最重要因素进行了多项研究。并将在接下来的部分中讨论(Klassen 等人 2006;Shields 等人 2005;Shields 等人 2002;Shields 等人 2001;Skelly 等人 1991;Wang 2020;Wang 等人 2014b)。

4.2. 关键因素 1:火灾地点

关于火灾位置,Shields 等人。对暴露在外壳中心(Shields 等人,2002 年)和外壳角落(Shields 等人,2001 年)着火的单个玻璃组件进行了研究。这两个实验都是在尺寸为 3.6 mx 2.4 mx 2.4 m 的外壳中进行的,外壳的仪表符合 ISO 房间标准,带有 6 mm AN SLS 玻璃的单一玻璃单元。从这两个实验中,可以得出结论,极限热致断裂应力范围为 8 MPa 到 17 MPa。

与文献中引用的值(见第 2.1 段)和在环境温度下对玻璃进行四点弯曲试验获得的值相比,必须使用 0.2 – 0.3 的比例系数来绘制 8 MPa 至 17 MPa 的实验断裂应力至理论断裂应力为 45 MPa。从这两个实验中,提炼出实用指南,表明如果局部气体温度不超过 100 °C,如果放热率不超过 100 kW 且入射热通量不超过 3 kW/m²,则不会发生裂化. 然而,这些值只能被认为与具有与测试设置相似的尺寸和暴露的玻璃板相关。

4.3. 关键因素2:单片玻璃元件的种类

为了进一步确定单片玻璃元素种类的重要性,Wang (2020) 比较了不同玻璃产品的防火性能,如透明玻璃、镀膜玻璃、毛玻璃、夹丝玻璃和热钢化 (TT) 玻璃。为了进行这种比较,选择了透明浮法玻璃作为参考。多项研究(Wang 等人,2014c;Wang 等人,2016 年)确定了玻璃面板破裂时的临界温差略高于 90°C。这个温差是在透明浮法玻璃的中心和玻璃元件的阴影边缘之间测量的。

因此,选择 90°C 作为透明浮法玻璃的临界温差。对其他类型的单片玻璃元件测量相同的参数(Wang 等人 2015;Wang 等人 2014a;Harada 等人 2000;Wang 等人 2014d)并将这些值与透明浮法玻璃的参考值进行比较(即 90°C)。这些不同的单片玻璃元件的比较如图 7(b)所示,其中防火性能由观察到的玻璃类型的临界温差与测量的透明浮法玻璃的临界温差之比表示(均以°C 测量)。从图 7(b) 可以得出结论,热钢化玻璃具有最好的防火性能。曼泽罗等人。(2007) 和 Babrauskas (2011)

玻璃防火安全设计中的因素显着性顺序(Wang et al. 2018b)和(b)不同种类单片玻璃的 ΔT 比较(Wang 2020)。

图 7 (a) 玻璃防火安全设计中的因素显着性顺序(Wang et al. 2018b)和(b)不同种类单片玻璃的 ΔT 比较(Wang 2020)。

证明了超过 300°C 的热钢化玻璃的临界温差。但是,必须注意的是,热钢化玻璃在第一次出现裂纹的那一刻就完全失去了完整性,而透明玻璃在第一次裂纹的那一刻到完全脱落的那一刻之间能够保持一定程度的完整性。与透明单片玻璃的防火性能相比,其他玻璃元件(例如涂层玻璃、磨光玻璃和夹丝玻璃)的防火性能更小。

Wang (2020) 认为,造成这种情况的原因是前面提到的玻璃元件由于制造过程中的表面处理而导致强度降低。这种处理会导致玻璃表面出现额外的缺陷,从而降低强度。再次必须注意的是,该比较仅适用于放置在框架中且尺寸与测试设置相同的玻璃,因为该比较基于特定长度上的临界温差。尚未进行任何研究以了解缩放玻璃尺寸时该温差的变化程度。

4.4. 关键因素3:安装形式

根据 Wang 等人进行的敏感性研究,安装形式是第三个重要因素。(2018b)。这个因素是指用于将玻璃面板连接到建筑物的不同类型的系统。安装在不透明框架中的玻璃会产生阴影边缘,这是最常见的安装形式。已经对框架支撑的玻璃进行了多项研究(Dembele 等人,2012 年;Wang 等人,2013 年;Wang 等人,2019 年;Wang 等人,2014e)。Wang (2019) 对三种不同的框架支撑安装形式进行了研究,以比较它们的热断裂。

不同情况的说明如图 8 所示,其中(a)代表完全暴露的帧,(b)代表水平隐藏的帧,(c)代表垂直隐藏的帧。由于这些框架条件通常用于外墙幕墙,尺寸为 600 x 600 x 6 mm³ 的蓝色太阳能控制玻璃板被用于 0.75m 距离的正庚烷池火灾。对每种情况进行了四次不同的实验。

考虑到案例 1,与案例 2 和案例 3 相比,每块玻璃在测试过程中都开裂,破损时间相对较短。对于案例 2 和案例 3,一块玻璃没有破裂,这表明半暴露的框架立面的防火性能有所提高。图 9 展示了不同情况下破损时间的比较,表明平均破损时间从全曝光帧到水平隐藏帧,最后到垂直隐藏帧(Wang 2019)。

除了框架支撑玻璃外,还对另一种安装形式即点支撑玻璃进行了研究(Wang 2019;Wang 等人 2014f;Lu 等人 2018a;Lu 等人 2019;Lu 等人 2018b)。尽管这种安装形式具有广泛的应用,但这些系统的破坏机制和防火性能尚不清楚。很明显,点支撑玻璃的破碎过程与框架支撑玻璃相比会有很大不同,整个窗格都会受到火灾的强烈辐射。Wang (2019) 对八种不同的点支撑安装形式进行了研究,以研究断裂机制并比较

案例 1:暴露框架,(b)案例 2:水平隐藏框架,(c)案例 3:垂直隐藏框架(Wang 2019)的测试设置

图 8(a)案例 1:暴露框架,(b)案例 2:水平隐藏框架,(c)案例 3:垂直隐藏框架(Wang 2019)的测试设置。

案例 1、案例 2 和案例 3 首次破裂的时间(Wang 2019)

图 9 案例 1、案例 2 和案例 3 首次破裂的时间(Wang 2019)。

热行为。图 10 (a) 中描绘了四点固定玻璃设置的图示,图 10 (b) 中描绘了八个不同点固定位置的表示。必须注意的是,点固定位置的表示适用于 A、B、C 和 D 点,以便设置保持中心对称。每个表格都测试了 3 次。对于每个测试,观察到点支撑的玻璃一旦出现裂纹就很容易脱落。

这种裂纹萌生大部分时间位于其中一个点支撑处,导致玻璃立即脱落。与框架支撑玻璃相比,断裂机制完全不同,后者在阴影区域的边界处开始出现裂缝。同一项研究还发现,固定位置对点支撑玻璃的热性能有很大影响。这种影响可以在图 11 中观察到。

图 11 (a) 中的图表说明了当点固定更接近水平或垂直中心线时,断裂时间更短。与位置的垂直变化相比,它还表现出对位置水平变化的更大敏感性。图 11 (b) 中的图表表明,当所有四个点固定都靠近玻璃中心时,对角线位置的破损时间达到最小值之后,破损时间再次增加(Wang 2019)。

 (a) 四点固定玻璃装置的图示和 (b) 点固定 A 的八个不同点固定位置的图示(Wang 2019)

图 10 (a) 四点固定玻璃装置的图示和 (b) 点固定 A 的八个不同点固定位置的图示(Wang 2019)。

(a) 水平和垂直位置变化的破损时间变化和 (b) 位置对角线变化的破损时间变化 (Wang 2019)。

图 11 (a) 水平和垂直位置变化的破损时间变化和 (b) 位置对角线变化的破损时间变化 (Wang 2019)。

4.5. 讨论

目前关于单片玻璃元件的发现有一些局限性。对于每个检查的参数,结果适用于具有特定尺寸和特定负载配置的特定设置,这些配置与来自相应研究的参数相对应。推断结果似乎并不直接可行。如果需要确定不同于之前描述的研究中使用的其他设置和加载配置,则应执行其他测试。

五、夹层玻璃制品试验文献综述

5.1. 夹层玻璃制品种类

Wang (2020) 对不同层状玻璃产品进行了比较。测试夹层和未涂层​​中空玻璃产品并与透明单片玻璃板进行比较,将玻璃产品的破裂时间视为防火性能的指标。作为参考,考虑了透明单片玻璃的破损时间(即 157 秒)。从图 12 的比较中,Wang 得出结论,与透明单片玻璃相比,夹层玻璃和无涂层中空玻璃都具有更好的防火性能。

这首先是由于额外的玻璃板(部分)被暴露的玻璃板挡住了火,而且还由于增加了厚度。空腔的热阻远大于夹层的热阻,导致未镀膜的中空玻璃产品相对于夹层玻璃具有更高的防火性能。同样,当假定相同的尺寸和厚度并且配置对应于测试设置之一时,这种比较仅作为指导有效。

不同种类夹层玻璃制品的破损时间对比(Wang 2020)

图 12 不同种类夹层玻璃制品的破损时间对比(Wang 2020)。

5.2. 夹层玻璃板

由于结构玻璃总是与某种夹层材料夹层,夹层的行为是一个重要因素。常见夹层材料的玻璃化转变温度约为 18-55°C,这使得夹层成为关键部件。关于夹层(安全)玻璃在火灾条件下的行为的研究很少。Debuyser 等人的研究。(2017) 考虑了由辐射板加热的单片和夹层玻璃产品。整体试样的标称厚度为 6、10 和 15 毫米,另外还有两个 6 毫米的带有热解低辐射涂层的试样。

层压样品由三个组成为 6-10-6 毫米的玻璃板组成,所有玻璃板均由透明玻璃组成,每个都用 PVB 或 SG 粘合。测试层压样品,观察到不同的现象。起初,暴露在外的玻璃板破裂了。随后,气泡出现在最靠近曝光的夹层中,如图 13(a)所示。渐渐地,这些气泡变得越来越大,越来越普遍。一段时间后,暴露最多的夹层开始液化(图 13(b))。层压板暴露侧的中间层变色,如图 13(c) 所示。

之后,所有现象都会在层压板中存在的第二个夹层中重复出现。这些测试的测量得出的结论是,无论施加的热通量如何,在 PVB 材料的层间温度为 90 °C 和 SG 材料的层间温度为 150 °C 时都会发生气体形成反应。PVB 和 SG 样品都出现了所有现象,但在 SG 的情况下气泡通常较小。由于这些反应,可以预期通过玻璃系统传输的辐射与时间有关。

然而,吸收率和透射率证明是恒定的。恒定的透射率是由于主要发生在暴露表面的反射。因此,层间反应对透过玻璃系统的辐射没有影响。测试整体样品得出的结论是,吸收率随着厚度的增加而增加,而透射率随着厚度的增加而减少。这是全厚度吸收的结果。无论厚度如何,透明整体样品的反射率或多或少保持相同。

但是,如果暴露表面存在低 E 涂层,则反射率明显更高,从而导致吸收率和透射率降低。降低的透射率有利于屏障概念,降低的吸收率有利于玻璃本身,从而导致更小的热梯度。因此,热断裂被延迟甚至完全避免(Debuyser 等人,2017 年)。

配置 6106.4 PVB 的夹层材料的反应:(a)在最靠近曝光的夹层中形成气体,(b)夹层开始液化和(c)在曝光后变色的夹层(Debuyser 等人,2017 年)

图 13 配置 6106.4 PVB
的夹层材料的反应:(a)在最靠近曝光的夹层中形成气体,(b)夹层开始液化和(c)在曝光后变色的夹层(Debuyser 等人,2017 年)。

5.3. 夹层玻璃承重元件

结构玻璃梁由夹层玻璃板组成,在某些情况下,还与其他材料结合以提供断裂后的强度和延展性。然而,迄今为止,对承受高温和火荷载的结构玻璃梁进行的实验研究有限。维尔等人。(2001) 在四点弯曲装置中测试了几种玻璃梁配置,丙烷燃烧器保持恒定距离,确保梁暴露表面的温度为 650°C。所有梁的长度为 400 毫米,高度为 40 毫米。

只要暴露在高温下的区域很小,具有连续横截面的玻璃光束(与聚碳酸酯箔粘合的三个 3 毫米玻璃层)在此设置中表现良好。然而,由于夹层损坏严重,需要在火灾后完全更换梁。具有不连续横截面的玻璃梁(三个 3 毫米的玻璃层,玻璃段以重叠模式组织,与聚碳酸酯箔粘合)在此设置中表现不佳。如图 14(a) 所示,靠近热源的部分的局部脱粘导致层压板的屈曲。

然而,这个问题可以(部分)通过一个额外的外层来解决,以形成一个绝缘腔(Veeret al. 2001)。Bokel 等人应用了相同的设置。(2003) 研究市售产品(即 Pyroguard®)与定制的三个 3 毫米 SLS 玻璃层与环氧树脂粘合的替代品之间的区别。两个样品仅在几秒钟后就表现出中间层炭化,表明防火性能有限。定制替代品的环氧树脂夹层在比 Pyroguard® 环氧树脂夹层更高的温度下开始炭化,这表明夹层的化学性质会影响防火性能(Bokel 等人,2003 年)。

Louter 等人进行了全面的实验来研究夹层玻璃梁对火灾荷载的结构响应。(2016)。测试了三个梁(AN、HS 和 TTresp.),其横截面由三个 10 毫米的玻璃层组成,这些玻璃层与 SG 箔粘合。所有梁的长度为 1000 mm,高度为 100 mm,并以 115 kg 的固定载荷进行四点弯曲。梁下部 7 cm 直接暴露于火荷载(即用于防火测试的标准化加热曲线),而梁顶部剩余的 3 cm 用于关闭带有防火板的烤箱。在此设置中测试后的夹层玻璃梁的图示如图 14(b)所示。

结果表明炉温与层压板内部温度之间存在显着偏差。AN 玻璃光束中的温度升高最快,其次是 HS 玻璃光束中的温度,其次是 TT 玻璃光束中的温度。需要详细研究来调查这种加热速率的差异是否与预应力的差异有关。当温度达到 780 °C 时,所有梁都坍塌。因此,加热速率的差异导致 AN 玻璃梁首先失效,其次是 HS 玻璃梁,然后是 TT 玻璃梁(Louter 等人,2016 年)。

如前所述,夹层玻璃梁可以与其他材料(例如木材)结合使用,以提供断裂后的强度和延展性。木玻璃复合梁已经证明了它们在环境温度下的潜力,但在发生火灾时的性能却令人担忧。Sjöström 等人对这些木材-玻璃复合梁进行了全尺寸实验。(2020)。每根梁的长度为 3920 毫米,腹板高度为 190 毫米,由三层 10 毫米的玻璃层与 PVB 夹层粘合而成。

通过使用环氧树脂粘合剂将腹板粘合到木材法兰中的凹槽上。梁经受四点弯曲,梁的底部暴露在火荷载下。测试前的光束设置如图 14(c)所示。所有玻璃网在测试早期都失败了。由于遮阳法兰,内玻璃面板的下(和上)边缘保持较冷,导致大的热梯度。因此,木材-玻璃复合梁的防火性能低于玻璃腹板本身的防火性能。然而,当内板由具有更好防火性能的玻璃(例如 TT 代替 AN)或内板与外板相比高度降低时,可以获得更好的结果(Sjöström 等人,2020 年)。

 (a) 分段夹层玻璃梁的屈曲试样 (Veer et al. 2001),(b) 测试后的夹层玻璃梁 (Louter et al. 2016) (c) 测试前的夹层木玻璃复合梁 (Sjöström et al. al. 2020)。

图 14 (a) 分段夹层玻璃梁的屈曲试样 (Veer et al. 2001),(b) 测试后的夹层玻璃梁 (Louter et al.
2016) (c) 测试前的夹层木玻璃复合梁 (Sjöström et al. al. 2020)。

5.4. 双层玻璃

从图 12 中 Wang (2019) 的比较中,已经得出结论,与透明单片玻璃相比,双层玻璃具有更好的防火性能。已经进行了几项研究来调查双层玻璃在火灾中的行为(Choi 等人 2018;Klassen 等人 2006;Shields 等人 2005;Wang 2019;Wang 等人 2017a;Wang 等人 2017b; Wang 等人,2017c)。王等人。(2017b) 研究了防火侧板和环境侧板之间空气空间厚度的影响。

本研究中的双层玻璃样品由两块透明浮法玻璃组成,每块玻璃的尺寸均为 600 x 600 x 6 mm³。图 15(a) 描绘了带有热电偶位置的横截面图。分别为 6 毫米、9 毫米和 12 毫米的气隙用三个不同的样品对每种情况进行了测试。环境侧板的破损时间是研究气隙厚度影响的最重要参数。实验表明,随着气隙厚度的增加,破坏时间从 495 秒增加到 511 秒。

王等人。表明这种增加的热阻是可以预测的,因为当空气空间厚度增加时,必须加热更多的空气。这种趋势也在图 15(b) 中得到证明,其中展示了每个空气空间厚度情况下环境侧板的温度变化。王等人。发现空气空间厚度对脱落率没有显着影响。然而,具有较大空隙厚度的双层玻璃在遭受火灾时更难以保持其完整性,因为间隔物的失效会增加脱落发生的可能性(Wang et al. 2017b)。

 (a) 双层玻璃的横截面和 (b) 玻璃 2 的温度变化对于每个空气空间厚度(Wang 等人,2017b)

图 15 (a) 双层玻璃的横截面和 (b) 玻璃 2 的温度变化对于每个空气空间厚度(Wang 等人,2017b)。

5.5. 讨论

所呈现的有关分层玻璃产品的发现与针对整体玻璃元件的结果所讨论的限制相同。每个检查参数的结果对应于某个设置和加载配置,导致原则上,在考虑另一个设置和加载配置时应该执行额外的测试。

六、 数值建模

如果每次设置与已执行研究的设置相比发生变化时都必须执行额外的测试,则将花费大量时间和金钱。该问题的解决方案可能是将先进的有限元建模应用于参数研究。然而,玻璃对火荷载行为的数值模拟仍处于早期阶段。

6.1. 裂纹预测

Wang 等人开发了一个名为 EASY 的有限元程序。(2012) 研究热负荷下窗玻璃的动态三维热应力分布。该应力模型被用作预测开裂的基础,考虑到玻璃的破裂完全取决于玻璃中的应力分布。作者使用 FORTRAN 90 模拟了应力分布。相对于初始状态的温升 ΔT(x,y,z) 可从中导出,相关应变可以使用热膨胀系数计算。

相应的三维热应力分布由应力-应变关系导出,并通过使用有效的纽马克方法进行时间积分,最终得到动态三维热应力分布。为了预测玻璃元件的失效,采用库仑-莫尔准则,因为该准则可以很好地预测脆性材料的失效。它指出,当满足以下条件 (2) 时,裂缝将开始(Wang 等人,2012 年):

f2

σ1 和 σ3 分别为最大和最小主应力,Sυt和Sυc分别为极限抗拉强度和抗压强度。实现的表达式、公式和方法的更多信息可参考Wang等。(2012)。

6.2. 裂纹扩展

前面提到的有限元模型 EASY 的作者,Wang。等人扩展了他们的数值模型,包括裂纹扩展和玻璃脱落。增强版称为 GLAZ-CRACK (Wang et al. 2014g)。当玻璃面板破裂时,需要考虑三种不同的失效模式,即模式 I(裂纹打开)、模式 II(裂纹剪切)和模式 III(裂纹撕裂)。这些失效模式的应力强度因子和裂纹尖端的能量释放率用于评估断裂特征。

应力强度因子(KI、KII 和 KIII)都与玻璃面板上的应力分布成正比。由于该分布是使用前面提到的软件程序 EASY 计算的,因此可以确定应力强度因子。随后,可以计算能量释放率,因为它们是应力强度因子的函数(Wang 等人,2014g)。

如前所述,当满足裂纹萌生准则时裂纹萌生。从这一刻开始,当满足裂纹扩展准则时,裂纹就会扩展。本研究描述了三种不同的标准,即基于应力强度因子的标准、基于能量释放率的标准和基于应力强度因子的最大周向应力标准。所有三个标准都是不同断裂模式的组合。如果满足裂纹扩展准则,则计算裂纹扩展的方向和速度。

为了跟随裂纹尖端的运动,尖端周围的元素在每一步都被细化。通过这种方式,可以创建额外的节点和元素来更准确地模拟裂纹扩展。一旦裂纹尖端移动,相应位置的网格拓扑将恢复到其细化前的水平(Wang 等人,2014g)。关于实现公式的更多信息,作者参考了Wang等人的详细论文。(2014g)。

尽管数值结果表明与现实非常吻合,但该模型无法预测多个裂纹路径。实际上,承受热负荷的玻璃元件具有多个裂纹扩展轨迹。GLAZ-CRACK 模型只能模拟一个裂纹路径。然而,王等人。证明该裂纹路径与现实中的裂纹扩展轨迹之一非常吻合。

七、总结与结论
由于其美观的透明性能,玻璃应用越来越多,但对其防火性能的清晰了解仍需要研究。本文介绍了研究不同玻璃元件在高温下的行为的最新技术。发现退火 SLS 玻璃的耐火性相对较差,因为它对热冲击的敏感性很大。可以通过对玻璃元件进行热或化学后处理来增强耐火性。另一种可能性是使用 BS 玻璃,因为它的热膨胀系数较低。已经发明了防火玻璃概念,以防止火焰和烟雾进入未暴露的一侧。但是,这些应用程序只能在一定时间内保持完整,并且不是为承载功能而设计的。

本文总结了几种与温度相关的特性。这些对于清楚了解玻璃元件在高温下的热行为是必需的。弹性模量、粘度系数和临界断裂应力随着温度的升高而显着降低。泊松比和热性能(比热容和热导率)表现出或多或少的恒定行为。

断裂韧性在较大的温度范围内表现出恒定值,但在玻璃化转变温度下,该特性显着增加。这些与温度相关的特性是理解玻璃元件热行为的关键因素,并且在数值模型中必不可少。但是,应该进行更多的实验以更好地了解结果的分散性并确定与火灾载荷相对应的温度范围内的参数。

关于单片玻璃元件的实验研究成果,可以得出一些普遍的发现。在众多影响参数中,三个最重要的影响参数是火灾位置(即暴露)、玻璃元件的种类和安装形式。已经提供了特定于配置的指导,但这些指导不能容易地外推到其他情况。其次,发现全钢化玻璃的防火性能大于透明浮法玻璃的防火性能。

相比之下,涂层玻璃和磨砂玻璃等加工玻璃与透明浮法玻璃相比,其防火性能较差,因为表面缺陷较多,从而降低了玻璃的破碎强度。对于框架支撑玻璃,半外露框架,更具体地说是垂直隐藏的框架,表现出更好的防火性能。对于点支撑玻璃,当点固定物远离中心线时,防火性能会提高。根据报告的测试结果,点支撑的玻璃在点支撑处开始出现裂缝后立即脱落。

夹层玻璃制品的实验研究成果突出了不同的关注点。由于额外的玻璃板的存在,夹层玻璃和双层玻璃的防火性能都大于透明单层玻璃的防火性能。夹层玻璃与双层玻璃相比,据报道后者的防火性能最好,因为空气的热阻大于夹层材料的热阻。当夹层玻璃的温度分别达到90℃和150℃时,夹层玻璃的PVB中间层和SG中间层就会出现气泡。

在承受热载荷和机械载荷的结构玻璃梁的情况下,连续层压板的性能优于不连续(即分段)层压板。段的局部脱粘导致梁因屈曲而失效。由 AN 玻璃层制成的玻璃梁被证明比 HS 和 TT 玻璃层的玻璃梁加热得更快。因此,AN 玻璃梁往往首先破裂。就木材-玻璃复合梁而言,与玻璃腹板本身的防火性能相比,其防火性能较低。源自不透明法兰的阴影会导致大的热梯度,从而导致玻璃腹板过早失效。

然而,整体玻璃和层状玻璃产品的一般发现具有局限性。由于结果基于特定的设置和加载配置,如果在另一个设置或加载配置中需要有关这些参数的信息,则应执行额外的测试。如果每次设置与执行研究的设置相比发生变化时都必须执行额外的测试,那么这些测试将花费大量的时间和金钱。该问题的解决方案可能是采用先进的有限元建模。

然而,玻璃暴露于火中的行为的数值模拟仍处于早期阶段。本文介绍了一些开发的模型,即使这些模型显示出与现实非常吻合的动态应力分布,它仍然有其局限性。可以模拟裂纹扩展,但只能计算一个裂纹路径,而实际上当玻璃元件受到热载荷时会出现多个裂纹路径。

从本文可以得出结论,玻璃元件的耐火领域仍需进一步研究。描述整个火灾温度范围内的温度相关特性,进行更多的实验以更好地理解所提到的特性的分散性并增强数值模型使其更符合现实是一些需要进一步研究重点的研究领域。

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