中空鋼化夾層玻璃的動態響應

張英杰，姚 芬，劉姍姍，韓 陽，李志強,2,3

（1. 太原理工大學機械與運載工程學院應用力學研究所，山西 太原 030024；2. 太原理工大學材料強度與結構沖擊山西省重點實驗室，山西 太原 030024；3. 力學國家級實驗教學示范中心，山西 太原 030024）

玻璃板材具有透明度高[1]、耐疲勞、抗風化性強等優點，然而作為典型的脆性材料，玻璃也具有易破碎的特點，隨之而來的問題是：自然災害和爆炸事故中往往伴隨超強沖擊波，由此產生的玻璃碎片[2]會對周圍人員產生傷害[3]，因此建筑行業中玻璃幕墻的安全性受到格外關注。其中應用最廣泛的是鋼化玻璃，人們使用物理、化學方法對普通浮法玻璃進行鋼化處理[4]，使其具有更高的抗拉和抗彎強度；在此基礎上，又出現了能夠隔音、隔熱、遮擋自然光輻射的中空鋼化玻璃[5]，具有不同夾層材料，如聚乙烯醇縮丁醛酯（PVB）、乙烯-甲基丙烯酸酯共聚物（SGP）、乙烯-醋酸乙烯共聚物（EVA）、聚氨酯（PU）等[6]的鋼化夾層玻璃[7]以及兼具二者加工工藝特點的中空鋼化夾層玻璃[8]。

與此同時，玻璃抗沖擊性能的研究也受到了國內外的廣泛關注。安二峰等[9]通過使用分離式霍普金森桿對普通浮法玻璃和鋼化玻璃進行了動態響應分析，探索了上述兩種材料在動態沖擊下的力學性能和破壞形態；劉永華等[10]對經過風冷處理的鋼化玻璃進行了實驗研究，討論了玻璃的彈性模量、斷裂韌性、抗彎強度和硬度對其自身性能的影響，同時明確了損傷容限和平均強度等安全參數；Mohagheghian 等[11]對夾層玻璃進行了高、低速沖擊實驗，研究了夾層厚度、聚合物類型和玻璃類型對玻璃結構性能的影響；Chen 等[12]開展了落錘沖擊實驗，用數值計算分析方法研究了夾層玻璃徑向裂紋和環向裂紋的擴展；韓陽[13]研究了中空鋼化玻璃和中空鋼化夾層玻璃在剛體低速沖擊載荷作用下的力學行為。

以上研究大多集中于小質量的沖擊載荷，并且玻璃試樣的尺寸普遍較小，玻璃結構類型比較單一，與現實生活當中使用的玻璃幕墻[14]有一定差距。本實驗使用質量為18.01 kg 的剛性錘頭，對邊長為1 000 mm × 1 000 mm 的中空鋼化夾層玻璃（其中部分試樣為非對稱結構的中空鋼化夾層玻璃）進行沖擊實驗，對沖擊過程中的沖擊力、能量和應變等進行監測和分析，研究中空鋼化夾層玻璃的損傷演化、斷裂形態和抗沖擊性能。

1 實 驗

1.1 實驗材料

實驗試樣采用中空鋼化夾層玻璃，由兩塊鋼化夾層玻璃中間密封一定厚度的空氣組成，如圖1 所示。玻璃試樣的邊長尺寸為1 000 mm × 1 000 mm，單層玻璃有4 種厚度，分別為6、8、10 和12 mm，聚合物夾層材料為PVB，夾層厚度為1.52 mm，中間的空氣層通過鋁合金空心框實現，空氣層厚度為6 mm，試樣四周使用硅酮結構膠進行整體密封。

圖1 中空鋼化夾層玻璃示意圖和實物Fig. 1 Schematic and picture of hollow tempered laminated glass

1.2 實驗方案

按照玻璃的不同組合，設計了3 種實驗方案，方案1、方案2、方案3 的結構配置分別如表1、表2、表3 所示，其中，dt為試樣總厚度，d分別對應試樣中玻璃、PVB 和空氣層的厚度，ds為受沖擊層玻璃的厚度。

方案1：控制每組玻璃樣品的總厚度相同，緊貼空氣層兩側的玻璃對稱，外層玻璃包含對稱和非對稱結構，分析受沖擊層玻璃厚度改變對中空鋼化夾層玻璃抗沖擊性能的影響。

方案2：控制每組玻璃樣品的總厚度不同，緊貼空氣層兩側的玻璃對稱，外層玻璃對稱，分析受沖擊層玻璃厚度改變對中空鋼化夾層玻璃抗沖擊性能的影響。

方案3：控制每組玻璃樣品的總厚度不同，緊貼空氣層兩側的玻璃對稱，外層玻璃對稱，分析內層玻璃厚度改變對中空鋼化夾層玻璃抗沖擊性能的影響。

表1 方案1 結構配置Table 1 Structure configuration of scheme 1

表2 方案2 結構配置Table 2 Structure configuration of scheme 2

表3 方案3 結構配置Table 3 Structure configuration of scheme 3

1.3 實驗方法和計算公式

1.4 實驗系統設計

落錘沖擊實驗系統包括DHR-9401 型落錘沖擊試驗機、應變儀、高速攝像機等部分。落錘沖擊試驗機的實驗裝置如圖2 所示，該裝置由剛性底座、錘頭、落錘導軌和玻璃夾具4 部分組成。剛性底座位于試驗機底部，完全水平，主要功能是支撐固定玻璃夾具以及接收玻璃碎片。錘頭是撞擊試樣的部分，總質量為18.01 kg，其沖擊頭端部為半球體，半徑為40 mm，所用材質為40Cr 鋼。壓電式力傳感器通過鐵圈固定在錘頭頸部。落錘導軌豎直固定在水平地面上，其主要作用是為錘頭提供運動軌道，保證錘頭落在試樣中心。自主設計的玻璃夾具如圖3 所示，將玻璃試樣夾持在兩塊鋼板之間，上、下兩塊鋼板使用40 條M16 螺栓進行固定。為了避免玻璃表面出現劃痕或應力集中[17]，鋼板與玻璃表面直接接觸的位置均墊有橡膠墊，以此來模擬玻璃四周固支的邊界條件。

圖2 實驗裝置Fig. 2 Experimental device

圖3 玻璃夾具Fig. 3 Glass clamp

實驗采用單向應變片，考慮到玻璃產生裂紋或破碎后，應變片很容易撕裂損壞[18]，導致實驗數據收集困難，為了盡可能保證所測應變數據的可靠性、準確性，將應變片貼在如圖4 所示的位置，每個玻璃樣品使用6 片應變片，其中3 片粘貼在受沖擊面（編號為1、2、3），另外3 片粘貼在被沖擊面（編號為4、5、6）。應變片與SDY2107B 型超動態應變儀通過橋盒連接，為了減少外部干擾，應變片和橋盒之間使用屏蔽線連接，實驗數據最后傳輸到終端的WaveRunner604Zi 示波器。另外使用i-SPEED716 高速攝像機捕捉玻璃裂紋的擴展行為，由于幀率較高導致曝光時間較短，所以必須使用聚光燈補充光照。

圖4 應變片分布位置（單位：mm）Fig. 4 Distribution of strain gauge（Unit: mm）

2 實驗結果分析

2.1 裂紋形態分析

圖5 所示為落錘從1 000 mm 的高度沖擊玻璃試樣D6 時，第2 層玻璃破裂產生的兩種宏觀裂紋形態——徑向裂紋和環向裂紋。按照裂紋擴展的時間順序選取圖像序列，先是在以玻璃受沖擊點為中心的位置出現小范圍的細密放射狀裂紋，如圖5(a)所示；隨著錘頭繼續向下運動，中心放射狀裂紋范圍擴大，裂紋加寬加深，此時可以明顯觀察到徑向裂紋，如圖5(b)所示；隨著沖擊力繼續增大，中心位置的放射狀裂紋繼續向外擴展，玻璃四周出現了大量的徑向裂紋，由于環向裂紋的產生與表面聲波（“Rayleigh Wave”[19]）有關，且環向應力大于徑向應力，所以此時可以看到稀疏的環向裂紋，如圖5(c)所示；圖5(d)和圖6 為裂紋擴展演化的最終模態，可以看到徑向裂紋從沖擊點一直延伸到玻璃四周，以沖擊點為圓心，在半徑約為200 mm 的范圍內有明顯的連續環向裂紋，但是由于徑向裂紋先于環向裂紋產生[20]而導致玻璃發生破裂，所以玻璃四周的環向裂紋是稀疏且不連續的。

圖5 試樣D6 裂紋擴展的高速攝影圖Fig. 5 High-speed photogram of crack growth of sample D6

圖6 試樣D6 裂紋擴展的最終模態Fig. 6 Final mode of crack propagation of sample D6

2.2 方案1 實驗結果分析

2.2.1 沖擊力-時間曲線分析

第1 組和第2 組玻璃樣品在不同時間段內的沖擊力-時間曲線如圖7 所示。兩組樣品對應的沖擊力-時間曲線從整體來看具有相同的變化趨勢，錘頭剛接觸沖擊面時，沖擊力急劇增長直至出現第一個峰值，此時玻璃發生破裂，因PVB 夾層材料具有可壓縮性，沖擊力隨之急劇下降。隨著錘頭因慣性繼續向下運動，沖擊力又隨時間增加，此時第1、第2 層玻璃之間的PVB 層產生了較大的拉伸形變，沖擊力上升至次峰值，隨著玻璃裂紋的持續擴展，沖擊力再次下降。最后錘頭回彈并開始連續撞擊，由于受到玻璃破裂產生的殘余強度以及PVB 夾層材料的影響，裂紋繼續擴展演化并達到最終模態。

第1 組試樣D4(1)、D1、D4(2)對應的沖擊力峰值分別為31.254、51.852 和64.488 kN，第2 組試樣D8(1)、D7、D8(2)對應的沖擊力峰值分別為52.196、73.359 和83.535 kN，表明沖擊層玻璃越厚，中空鋼化夾層玻璃的整體剛度越強，首次破碎所需的沖擊載荷越大，即結構的抗沖擊性能越好。2.2.2 能量-時間曲線分析

圖7 第1 組和第2 組玻璃樣品在不同時間段內的沖擊力-時間曲線Fig. 7 Impact force curves of the group 1 and group 2 glass samples at different times

第1 組和第2 組玻璃樣品的能量-時間曲線如圖8 所示。曲線峰值表示沖擊能，沖擊后曲線平穩部分的值定義為吸收能，沖擊能與吸收能之差為彈性能[21]，該能量相當于落錘從沖擊面回彈后玻璃傳給落錘的反彈能量。吸收能與沖擊能的比值定義為能量吸收率[22]，用于評估中空鋼化夾層玻璃在撞擊過程中的能量吸收效率。

圖8 第1 組（a）和第2 組（b）玻璃樣品的能量-時間曲線Fig. 8 Energy-time diagram of group 1 (a) and group 2 (b) glass samples

由圖8 可知，第1 組試樣D4(1)、D1、D4(2)對應的沖擊能分別為0.089、0.133 和0.176 kJ，吸收能分別為0.017、0.033 和0.120 kJ，能量吸收率分別為19.101%、24.812%和68.820%；第2 組試樣D8(1)、D7、D8(2)對應的沖擊能分別為0.204、0.239 和0.302 kJ，吸收能分別為0.021、0.080 和0.208 kJ，能量吸收率分別為10.294%、33.473%和68.874%。這表明隨著沖擊層玻璃厚度的增加，試樣破碎所需的沖擊能增大，對應的能量吸收率也在增大。

2.2.3 應變-時間曲線分析

不同應變片所測試樣D4(2)的應變-時間曲線如圖9 所示。由圖9(a)可知，1、2、3 號應變片所測的應變趨勢大致相同。由于實驗過程中無法完全消除外界磁場的干擾，所以在錘頭剛接觸玻璃表面的瞬間，會有少量曲線位于平衡位置以下[23]。隨著錘頭繼續沖擊玻璃試樣，沖擊波在玻璃的自由端面反射為拉伸波[24]，玻璃表面受到拉應力的作用，此時應變片表現為拉應變，當試樣發生極限變形時，應變達到最大值。隨后錘頭開始回彈，沖擊載荷逐漸減小，由于玻璃和具有黏彈性的PVB 相黏結，所以玻璃會隨PVB 一起向上運動，拉應變會一直減小到零，當越過平衡位置時，玻璃表面承受壓應力，應變片表現為壓應變。4、5、6 號應變片所測的應變規律與1、2、3 號應變片大致相同，如圖9(b)所示，但因4、5、6 號應變片貼在被沖擊面，所以相應的應變峰值較小，且各峰值出現的時間較晚。由圖9 可知，同一試樣的應變趨勢大致相同，為方便得出應變規律，本研究選擇1 號應變片所測的應變數據進行比較，1 號應變片所測的第1 組和第2 組玻璃樣品的應變-時間曲線如圖10 所示。

圖9 不同應變片所測試樣D4(2)的應變-時間曲線Fig. 9 Strain-time diagram of sample D4 (2) measured by different strain gauges

圖10 利用1 號應變片所測的第1 組（a）和第2 組（b）玻璃樣品的應變-時間曲線Fig. 10 Strain-time diagram of group 1 (a) and group 2 (b) measured by strain gauge No.1

由圖10 可知，第1 組試樣D4(1)、D1、D4(2)的最大拉應變分別為3.185×10-4、3.910×10-4、5.511×10-4，第2 組試樣D8(1)、D7、D8(2)的最大拉應變分別為4.885×10-4、5.107×10-4、5.208×10-4，表明最大拉應變越大，中空鋼化夾層玻璃破裂后變形越大，回彈能力越強。

2.3 方案2 實驗結果分析

2.3.1 沖擊力-時間曲線分析

第3 組和第4 組玻璃樣品在不同時間段內的沖擊力-時間曲線如圖11 所示。由圖11 可知：第3 組試樣D1、D6、D10 的沖擊力峰值分別為51.852、54.905 和73.278 kN；第4 組試樣D2、D5、D7 的沖擊力峰值分別為50.057、57.971 和73.359 kN。這表明隨著最外層玻璃厚度的增加，對應沖擊力-時間曲線的峰值依次升高，即試樣破裂所需的沖擊載荷越大，中空鋼化夾層玻璃的承載能力越強。

圖11 第3 組和第4 組玻璃樣品在不同時間段內的沖擊力-時間曲線Fig. 11 Impact force curves of the group 3 and group 4 glass samples at different times

2.3.2 能量-時間曲線分析

第3 組和第4 組玻璃樣品的能量-時間曲線如圖12 所示。當試樣發生破碎時，第3 組試樣D1、D6、D10 對應的沖擊能分別為0.133、0.159 和0.266 kJ，吸收能分別為0.033、0.048 和0.083 kJ，能量吸收率分別為24.812%、30.189%和31.203%；第4 組試樣D2、D5、D7 對應的沖擊能分別為0.124、0.142 和0.239 kJ，吸收能分別為0.031、0.045 和0.080 kJ，能量吸收率分別為25.081%、31.690%和33.473%。這表明隨著受沖擊層玻璃厚度的增加，試樣破裂需要的沖擊能越大，通過玻璃破裂和PVB 夾層變形吸收的能量也越多。

圖12 第3 組(a)和第4 組(b)玻璃樣品的能量-時間曲線Fig. 12 Energy-time diagram of group 3 (a) and group 4 (b) glass samples

2.3.3 應變-時間曲線分析

利用1 號應變片所測的第3 組和第4 組玻璃樣品的應變-時間曲線如圖13 所示。第3 組試樣D1、D6、D10 的最大拉應變分別為3.910×10-4、4.310×10-4、4.492×10-4，第4 組試樣D2、D5、D7 的最大拉應變分別為3.174×10-4、4.082×10-4、5.107×10-4，表明隨著沖擊層厚度的增加，中空鋼化夾層玻璃破碎后對應的最大拉應變增大，其極限變形也在增大。

2.4 方案3 實驗結果分析

2.4.1 沖擊力-時間曲線分析

第5 組和第6 組玻璃樣品在不同時間段內的沖擊力-時間曲線如圖14 所示。第5 組試樣D1、D5、D9 對應的沖擊力峰值分別為51.852、57.971 和74.835 kN，第6 組試樣D3、D6、D7 對應的沖擊力峰值分別為46.033、54.905 和73.359 kN，表明內層玻璃越厚，試樣破碎所需的沖擊載荷越大，中空鋼化夾層玻璃整體的性能隨著內層玻璃厚度的增加而增強，即擁有更高的強度和硬度。

2.4.2 能量-時間曲線分析

第5 組和第6 組玻璃樣品的能量-時間曲線如圖15 所示。第5 組試樣D1、D5、D9 破碎對應的沖擊能分別為0.133、0.142 和0.159 kJ，吸收能分別為0.033、0.045 和0.051 kJ，能量吸收率分別為24.812%、31.690%和32.075%；第6 組試樣D3、D6、D7 破碎對應的沖擊能分別為0.089、0.159 和0.239 kJ，吸收能分別為0.014、0.048 和0.080 kJ，能量吸收率分別為15.730%、30.189%和33.473%，表明隨著內層玻璃厚度的增加，沖擊破碎中空鋼化夾層玻璃所需的能量逐漸增大，對應的能量吸收率也在增大。

圖14 第5 組和第6 組玻璃樣品在不同時間段內的沖擊力-時間曲線Fig. 14 Impact force curves of the group 5 and group 6 glass samples at different times

圖15 第5 組(a)和第6 組(b)玻璃樣品的能量-時間曲線Fig. 15 Energy-time diagram of group 5 (a) and group 6 (b) glass samples

2.4.3 應變-時間曲線分析

利用1 號應變片所測的第5 組和第6 組玻璃樣品的應變-時間曲線如圖16 所示。第5 組試樣D1、D5、D9 對應的最大拉應變分別為3.910×10-4、4.082×10-4、4.350×10-4，第6 組試樣D3、D6、D7 對應的最大拉應變分別為3.858×10-4、4.310×10-4、5.107×10-4，表明隨著內層玻璃厚度的增加，最大拉應變呈增大趨勢，在受沖擊層玻璃厚度相同的前提下，試樣的承載能力隨內層玻璃厚度的增加而增強。

圖16 利用1 號應變片所測的第5 組(a)和第6 組(b)玻璃樣品的應變-時間曲線Fig. 16 Strain-time curves of group 5 (a) and group 6 (b) glass samples measured by strain gauge No. 1

3 結 論

以中空鋼化夾層玻璃為研究對象，使用最小碎裂能方法開展了落錘沖擊實驗，研究其在剛體沖擊下的動態響應，分析了厚度和結構配置改變對其抗沖擊性能的影響，并從沖擊力峰值、能量吸收、應變等方面對影響效應進行評估，得出以下結論。

（1）對于中空鋼化夾層玻璃，當沖擊層玻璃及內層玻璃越厚時，結構整體的剛度和強度越大，發生破碎所需的沖擊載荷和沖擊能量越大，對應的抗沖擊性能越強。

（2）在不考慮結構是否對稱及總厚度是否相同的前提下，中空鋼化夾層玻璃的抗沖擊性能隨受沖擊層玻璃厚度的增加而增強。

（3）即使對于相同尺寸的玻璃板材和PVB 膠層，二者的不同組合也會影響中空鋼化夾層玻璃的整體性能，緊貼空氣層兩側的玻璃越厚，中空鋼化夾層玻璃的抗沖擊性能越強。