ガラス用の統合接続

Mar 27, 2023

日付: 2022 年 10 月 19 日

著者: ユリアン・ヘーニッヒ & ベルンハルト・ウェラー

ソース：ガラス構造とエンジニアリング | https://doi.org/10.1007/s40940-022-00174-0

ガラスのファサードやガラス構造における最大限の透明性と均質な表面を求める建築業者や建築家の要望は、ガラスパーティションや全ガラスドアなどの屋内の全ガラス用途にまで及びます。 従来のガラスシステムでは、相互接続は目を引くフィッティングとクランプの詳細によって行われ、透明性が低下し、美観が損なわれます。 新しいガラスとプラスチックの複合パネルは、ポリマー ポリメチルメタクリレート (PMMA) 中間層コアと薄いガラスのカバー層の構成により、自重が大幅に軽減されています。

革新的な複合材料は、従来のガラスの光学特性を備えた高い構造性能を示します。 このパネルにより、厚い PMMA 中間層コアと支持構造または他のパネルとの直接接続が可能になります。 このような統合された接続設計により、応力集中が軽減され、小型で目立たない継手の開発が可能になります。 ガラス、プラスチック、複合パネル用のさまざまな統合接続が設計され、調査されています。 この記事では、引張荷重下でテストされた、機械的固定や接着一体化などのさまざまな接続に関する実験研究を紹介します。 ビデオ分析に基づいて、亀裂の進行と破損のメカニズムが評価され、詳細に議論されます。

このテストでは、温度の影響だけでなく、さまざまなビルドアップにおける中間層コアの厚さとカバー層のガラスの種類の影響も調査します。 包括的な評価には、荷重対変位グラフの形での機械的耐荷重挙動の説明と、最終評価のための亀裂の進行と破壊メカニズムの調査が含まれます。 この実験研究の結果は、引張荷重下でのガラス・プラスチック複合パネルの統合接続の構造的特徴を解明し、実際に適用されるフィッティングの進行中の開発の基礎を表します。

モチベーションと最先端技術

近年のデザイントレンドでは、高い透明性と軽量化による経済的なデザインの両立がますます求められています。 デザイナーとエンジニアは、軽量のガラス製ファサード、ガラス構造、内部の全ガラスシステムに重点を置いています。 ガラスは脆い材料であることが知られています。 ボルトやクランプなどの従来の点接続で主に発生する応力集中に対して非常に敏感です。 さらに、機械的なドリル穴が必要であり、力を伝達する領域が限られているため、決定的な応力集中が強調され、比較的大きくて邪魔な接続が生じます。 これは、ガラス構造における高い透明性と資源効率の要件を満たす、効率的な材料固有の設計を備えた、新しくて小さく目立たない接続を開発する動機となります。

過去数十年間で、機械的接続の代替として、複数の接着剤接続タイプが登場しました (Centelles et al. 2019)。 構造用ポリマー接着剤による接着により、ガラス内の応力集中が軽減され、高効率の接続設計が実現します。 アクリル、エポキシド、ポリウレタンなどの透明で硬い構造用接着剤は、さまざまな研究で小さなサイズの点接続について研究されています (Dispersyn et al. 2014; Dispersyn and Belis 2016; Kothe et al. 2016; Tasche 2007; Van Lancker et al. 2016; Vogt 2009; Wünsch 2017)。

より柔軟な構造用シリコーンは、構造用シーラントグレージングファサードの線形支持体によく使用されますが、比較的硬くて透明なタイプの点支持体にも使用されます (Drass、2020)。 さまざまな中間膜を使用した金属とガラスの積層接続は、中間層の材料に応じて高い耐荷重能力を達成しました (Ioannidou-Kati et al. 2018; Louter and Santarsiero 2019; Santarsiero et al. 2017)。 逆に、人為的な老化や温度変化は、調査対象の熱可塑性ポリマーの特性に大きな影響を与えます。 そのため、建築業界のほとんどの接着接続について、地方自治体は依然としてコストがかかり複雑な承認を要求しています。

同様に、埋め込みラミネート接続はいくつかの研究で研究されています (Bedon and Santarsiero 2018; Carvallo, 2014; Feirabend 2010; Neugebauer 2005; Puller 2012; Santarsiero et al. 2017, 2018; Volakos et al. 2021; Zangenberg et al. 2012) 。 この接合技術は、構造用中間膜、接着剤、または注型樹脂を用いた積層によって多層ガラス要素の間に封入される金属インサートとして知られています。 これにより応力集中が軽減され、目立たない一体型接続設計が実現します。 サイズと構造中間層のタイプに応じて、これらの埋め込み接続は比較的高い耐荷重能力を示します。 埋め込み接続に関する研究は、薄いインサート構成 (図 1a および b) と厚いインサート構成 (図 1c および d) に分けることができます。 薄いインサートは 2 つのガラス層の間にのみ封入されますが、厚いインサートの場合は一体化に 3 つ以上のガラス層が必要です。

要約すると、合わせガラスの金属インサートを使用した統合接続のアイデアは適用可能であり、現実世界のプロジェクトですでに成功裏に実現されています (O'Callaghan 2007, 2012; Schieber et al. 2021; Torres et al. 2017; Willareth and Meyer 2011）。 ただし、中間層フィルムの厚さは 0.38 ～ 2.28 mm と比較的薄く、2 枚のガラス層の間に両面を積層する必要があるため、インサートの最大厚さが制限されます。 (Volakos et al. 2021) における最初の研究では、ポリウレタンベースの注型樹脂を使用し、中間層の厚さ 6 mm で実施されました。 注型樹脂を使用すると、従来の中間膜と比較して、より厚いインサートの統合が可能になります (Volakos et al. 2021)。 厚い埋め込み接続には、少なくとも 3 層のガラスが必要です。 これにより、ガラス積層体の自重がかなり大きくなり、その結果、大規模なガラス構造への応用が制限されることになる。

ガラス・プラスチック複合パネル

NEEROGLAS® と呼ばれる新しいガラスとプラスチックの複合パネルは、硬くて透明な PMMA 中間層コアと薄いガラス カバー層で構成されています (図 2)。 このパネルは、現在の従来のモノリシック ガラスの軽量代替品として開発されました。 著者らによるこれまでの研究 (Hänig and Weller 2020、2021) では、中間層コア材料の材料特性を調査し、広範囲の複合材ビルドアップにおける複合材の挙動を評価しました。

軽量 PMMA 中間層コアと薄いガラスの組み合わせは、自重を軽減しながらも高い構造耐荷重性能を示します。たとえば、8 mm/12 mm のガラスとプラスチックの複合材料と 1 mm のガラスカバー層では、自重が 39 減少します。 %/44%。 同時に、カバー層は耐傷性を確保し、ポリマーコアは延性を提供します。 複合パネルは、最大 20 mm の層間コア厚と、あらゆる種類の切断可能なガラス カバー層 (できれば厚さ 0.5 ～ 3 mm の薄いガラス) で製造できます (Neeb 2017)。 カバー層としてアニールガラス (ANG) の代わりに化学強化ガラス (CSG) を適用することで、より高いパネル強度を得ることができます。

PMMA 中間層コアは、ガラスと比較して衝撃に対する耐性が高く、応力集中の影響を受けにくいです。 さらに、PMMA により、穴あけやフライス加工などの従来の機械的なエッジ加工や、高品位な仕上げ品質を実現する研磨が可能になります (図 3a)。 導入された特性により、延性 PMMA 中間層コアに直接接続する機会が提供されます。 接合部は機械的接続または接着による接続によって設計できます (図 3b)。

ガラスとプラスチックの複合パネルの組み合わせと、十分な耐荷重性能を備えた新しい統合接続は、革新的な軽量ガラス設計のための構造的ソリューションを提供します。 これにより、透明性が向上し、自重が軽減された全ガラスシステムの新しい設計の可能性が生まれます。 初期テストでは、比較的小さな寸法で有望な耐荷重挙動を示しました。 しかし、ガラス - プラスチック - 複合パネルの統合接続部の一般的な耐荷重挙動と破損メカニズムは、広範な実験研究でまだ調査されていません。

熱可塑性材料 (PMMA およびポリマー接着剤) の特性は温度とともに変化する (温度が上昇すると軟化する) ため、耐荷重挙動は結果的に影響を受けます。 さらに、複合パネルのビルドアップおよび統合された接続とガラスの間の距離は、応力分布に大きな影響を与えます。 このことは、実用的な用途向けの目立たない接続ハードウェアを開発するために、そのような構造接続の性能を調査する必要性を強化します。

目的と行動方針

当初は、Section. 2 では、ガラス、プラスチック、複合パネルと試験片アセンブリの統合接続設計を提案しています。 次に、実験的試験方法 (セクション 3) では、ガラス - プラスチック - 複合材料パネルの新しい統合接続の準静的な引張耐荷重挙動を調査します。 まず、このアプリケーションは、高い透明性と控えめでエレガントな接続デザインが融合した、屋内の全ガラス システムを対象としています。 3 つの異なる接着接続タイプと 1 つの機械的接続タイプが考慮されます。 この研究は、高い構造性能、簡単な組み立て、高い光学品質を備えた最適な接続タイプを特定することを目的としています。

これらのパラメータに従って、実験研究中に接続タイプが削減されました。 準静的引張試験では、機械的耐荷重挙動が力 - たわみグラフで評価されます (セクション 4)。 これには、接続部の延性の指標としての初期破壊強度と最大耐力の検査が含まれます。 亀裂の進行と特定の破損メカニズムを説明するために、テスト中のビデオ録画が詳細に分析されました。 さまざまな温度およびビルドアップを変更した一連の広範囲のテストにより、さまざまな接続タイプの特徴的な耐荷重挙動に影響を与えるパラメーターが特定されます。 この結果により、引張荷重下での接続タイプの性能に関する比較議論 (セクション 5) が可能になりました。

新しいエッジ接続は、ガラス - プラスチック - 複合パネルのエッジで機械的接続または粘着接続を使用することにより、PMMA 中間層コアと係合します。 接続ハードウェアとして機能する外部のステンレス鋼ブロックは、ガラス - プラスチック - 複合パネルの PMMA 中間層コアに接続されています。 機械的構成と接着構成の両方で、PMMA コアは、対応する幾何学的パラメータの各接続タイプに対応するように処理されます。 光学的な障害を最小限に抑えるために、接続のサイズは長さ 45 mm に制限されました。 ガラスカバー層までの最小距離は、機械的ファスナーの場合は 1 mm、接着剤接続の場合は 2 mm に設定されました。 これは、PMMA の適切な壁厚によってガラス内の応力集中を制限し、構造性能を最適化することを目的としています。

機械的接続

機械的接続は 4 つの主要コンポーネントで構成されます (図 4a ～ c​​): ガラスとプラスチックの複合材料、厚さ 1 mm のポリオキシメチレン (POM) コンタクト スペーサー、ステンレス鋼ブロック、および回転モーメント固定接続用の 2 つの M4 留め具です。 ファスナー M4 ねじプロファイルは、CNC 制御プロセスでガラスとプラスチックの複合材料の PMMA 中間層コアにドリル加工されました。 試験片の組み立ては、ネジ深さ 17 mm の 2 つの M4 留め具を使用してステンレス鋼ブロックをガラス - プラスチック複合パネルに接続することによって行われました。 POM コンタクトスペーサーは、金属と薄いガラスの間の不要な接触ストレスを避けるために、ブロックとパネルエッジの間に配置されました。 わずか 0.3 Nm の小さなトルクで M4 ファスナーを締め付けると、PMMA のネジ山を損傷したり、大きなプレストレスを誘発したりすることなく、コンポーネントが固定されます。

接着剤による接続

接着接続は、ガラスとプラスチックの複合材料、1 mm POM コンタクト スペーサー、ステンレス鋼インサート、接着ジョイントの 4 つの主要コンポーネントで構成されます (図 5a ～ c​​)。 ステンレス鋼インサートは、ガラスとプラスチックの複合材料の PMMA コアの内側に接着された厚さ 2 mm のインサート タブを備えた外側ブロックによって形成されます。 ガラスとプラスチックの複合材料は、幅 3 mm、深さ 10 mm のプロファイルで機械的に CNC フライス加工されています。 横方向に配置された直径 3 mm の位置合わせタップにより、PMMA 中間層コア内のインサート タブの中心合わせが可能になります。 接着接合部は、基板間のギャップ幅が側面で 0.5 mm、底部で 1 mm になるように設計されました。

これにより、幅広い構造用接着剤の適用が可能になり、インサートの側面よりも底面の方が柔軟性が高くなります。 これにより、張力がかかる底面領域 (2 mm x 43 mm = 86 mm2) と比較して、より大きな表面積 (2 x 43 mm x 9 mm = 774 mm2) の側面に沿って、より強力なせん断荷重が伝達されると考えられます。 。 ステンレス鋼インサートの底面の面取りと丸みを帯びた角により、応力集中が軽減され、接着剤で確実に密閉されます。 PMMA ジョイントのフライス加工後、すべてのコンポーネントをイソプロパノールで注意深く洗浄し、完全に蒸発させた後、必要な量の接着剤を充填しました。 続いて、カスタマイズされた中間 POM コンタクト スペーサーを使用して、ステンレス鋼インサートをフライス加工されたプロファイルに配置し、所定の位置に保持してから硬化しました。

目的の接着接合部との適合性を評価するために、14 種類の異なる市販の透明構造用接着剤の予備研究が実施されました。 目立たない接続という要望を補うために、光学的に透明な外観が接着剤の成功を評価する際の重要な初期パラメータでした。 他のパラメータには、ステンレス鋼と PMMA の間の接着力、粘度、塗布の容易さ、硬化の種類と時間、硬化後の収縮と欠陥が含まれます。 次に、実行可能な接着剤の減少したプールを太陽と気候による人工老化手順 (EN ISO 9142 2004; EN ISO 11431 2003) でテストし、複合材料内の接着剤の長期光学安定性を評価しました。

最終接続タイプには、人工経年劣化による著しい黄変が発生しなかった製品を使用しました。 これには、調査用に 3 つの異なる接着剤が含まれていました: 2 成分エポキシ樹脂 Huntsman Araldite® 2020 (Huntsman Advanced Materials GmbH 2012)、UV 硬化アクリレート DELO® Photobond® GB368 (DELO Industrial Adhesives 2019)、および 2 成分ポリウレタン technicoll® 9430-1 (Ruderer Klebetechnik GmbH 2018)。 最終的な接着剤の選択に適用された硬化パラメーター、一般的な材料特性、および (EN ISO 6721, 2019) に準拠した 1 Hz での動的機械熱分析 (DMTA) で評価されたガラス転移温度を表 1 にまとめます。

接着剤の選択は、ヤング率と強度に基づいて 3 つの異なるクラスに分類できます。 強度が高く、非常に硬くて脆いエポキシ、中程度の強度を持つ中程度の硬さのアクリレート、強度は低いが破断点伸びが大きい、より柔軟なポリウレタンです。

表 1 (DELO Industrial Adhesives 2019; Huntsman Advanced Materials GmbH 2012; Ruderer Klebertechnik GmbH 2018; Wünsch 2017; Wurm 2007) およびドレスデン工科大学建築研究所の未発表修士論文に基づく接着特性 -フルサイズのテーブル

選択された DELO® Photobond® GB368 は、強化ガラス梁での用途を目的とした金属とガラスの接着について (Louter 2009) で研究されました (Louter 2011)。 構造用接着剤は顕著な接着強度を示しました。 ただし、+ 60 °C では、接着強度は室温と比較して 55% 低下しました。 エポキシ Huntsman Araldite® 2020 は、透明点固定具への用途において、接着強度と経年劣化の点で満足のいく性能を示しました (Kothe et al. 2016; Wünsch 2017)。

ポリウレタン technicoll® 9430-1 接着剤は、3D プリントされたポリマー コアを備えた薄いガラス複合パネルの接着接合部への用途について (Kothe et al. 2021) で研究されました。 これは、層厚 1 mm でガラスとポリマーを接着するのに適した接着剤であることが判明しました。 接合部は気泡がなく、透明度が高く、人工老化（紫外線照射試験および高温試験）後も黄変しませんでした。 公表された研究で示された特性は、選択された接着剤が提案された用途に一般的に適していることを裏付けています。 それにもかかわらず、接合材料がガラスではなく PMMA であり、荷重伝達が異なるため、評価には新しいタイプの統合接続の調査が不可欠です。

試験片と研究アプローチ

研究アプローチ (表 2) は、引張耐荷重挙動を特徴付け、最適な接続バリエーションを特定するために設計されました。 したがって、実験研究中のパフォーマンスに応じて接続タイプの選択が減ります。 これについてはセクションで説明します。 4. 実験研究の最初の部分では、さまざまな接続タイプに対する温度の影響に焦点を当て、2 番目の部分では、接続タイプの数の減少に対する複合材のビルドアップの影響を調査しました。

表 2 テストシリーズ -フルサイズのテーブル

リファレンスビルドアップは、1 mm のアニールガラス (ANG) カバー層と 6 mm PMMA 中間層コアで構成されています。 エッジはウォータージェットカットで、追加のエッジ処理は行われませんでした。 試験片は + 23、+ 40、+ 60 °C でテストされ、温度の影響 (EN 16613、2020) に従って建築業界に関連する温度の上限までの温度の影響を評価しました。 屋内用途では、これより低い温度は期待できません。 第 2 部の一連のテストでは、PMMA 中間層コアの厚さを 10 mm に増やして試験片をテストすることにより、複合材のビルドアップの影響を調査しました。 負荷がかかったエッジは面取り (1 mm) され、研磨されました。 好ましい接続タイプは、面取り (1 mm) および研磨エッジを備えた化学強化ガラス (CSG) カバー層を適用することによってさらに調査されました。 合計すると、それぞれ 5 つの試験片を含む 14 の一連の試験が、最終的な破壊に至るまでの引張荷重下で試験されました。

この研究アプローチにより、一般的な耐荷重挙動と故障メカニズムの特性評価が可能になります。 さらに、接続パフォーマンスに対する温度の影響と複合材の蓄積の影響も調査されています。 得られた結果は、最適な接続タイプを特定し、建築業界における全ガラス システム用の実際のアプリケーション継手の開発の基礎を表します。

すべての試験片は、セクション 2 で提供される仕様に従って製造されました。 試験片の公称寸法は 120 mm × 50 mm で、2 m × 1 m の均質な複合パネルからウォータージェット切断によって所定のサイズに切断され、エッジ研削盤によってエッジが加工されました。ガラス用。 ステンレスパーツとPOMスペーサーはCNCフライス加工により高精度に機械加工されています。

混合とステンレス鋼インサートの挿入により、樹脂注入内に空気が閉じ込められました。 したがって、硬化後のほとんどすべての接着接続試験片で、主に側面の上部と底部に比較的小さな気泡が観察されました（図6）。 自動アプリケーションリグを使用してテストを繰り返すと、異物を最小限に抑えることができます。 小さな気泡は外観に影響を与えますが、接着領域に比べて介在物の割合が低いため (< 3%)、気泡は接続部の一般的な耐荷重挙動に重大な影響を及ぼさないと予想されます。

さらに、接着試験片のインサートプロファイルのフライスキャビティで、PMMA とガラスの界面での重大な剥離の問題が検出されました (図 7)。 切削速度、工具の直径、送り速度、回転速度のパラメーターに関する CNC フライス加工の研究では、損傷を最小限に抑えることができました。 しかし、剥離損傷は接着接続のすべての試験片に依然として存在していました。 厚い試験片ではガラスまでの距離が大きくなり、剥離強度が減少しました。 損傷の正確な場所や原因は依然として不明です。 ただし、以前のガラス - プラスチック - 複合材料の試験片でのフライス加工の成功は、材料の原因を暗示しています。

引張試験のセットアップ

図 8a は、実験に使用された引張試験装置を示しています。 各試験片は、特注のスチール製取り付けリグで垂直方向に移動できるように固定されました。 力は、万能試験機 (Instron UPM 5881) を介して、接続金属ブロックの上部の中心にある M6 ネジに加えられました。 2 つの位置合わせジョイントにより力の導入が平準化され、接続部での純粋な引張荷重が保証されます (図 8b)。 アライメントジョイントと試験片の間にある厚さ 1 mm の POM シートにより、鋼とガラスの接触が防止されます。 温度制御された試験室により、研究アプローチに応じてさまざまな温度での試験が可能になりました。

試験手順

すべての試験片は、個々の試験温度レベルで少なくとも 24 時間前処理されました。 力は、０．２５ｍｍ／分の速度で変位制御されて誘発された。 試験装置内での試験片の位置合わせを確実にするために、予荷重は 30 N の力レベルに設定されました。 力とクロスヘッドの変位は、試験機の測定セルを使用して記録されました。 試験中、ビデオカメラは試験片の亀裂の発達を正面から記録しました。 試験は、試験片の PMMA 中間層コアの破損または接着接合部の破損による接続の最終的な破損で終了しました。

結果の評価

各テストの結果、力 F と変位 u の値が得られました。 力と変位のグラフは、最終的な破損に至るまで、またはインサートが低荷重レベルで引き抜かれるまでの一連の試験の耐荷重挙動を示します。 テスト中のビデオ素材を分析して、亀裂の進行と接続部の破損メカニズムを概略図で評価しました。 力とたわみの挙動との同期に基づいて、関連する負荷レベルが検査されました。 ビデオ分析は手動で実行されたため、主観的な特徴が含まれていることにご注意ください。 図示された破壊パターンは、個々の接続タイプの故障特性と完全性の損失を示しています。

初期亀裂発生後の接続部の残留耐荷重能力を解釈するには、初期破壊荷重と最大耐荷重能力を調べます。 その結果に基づいて、接続タイプを比較し、構造上の性能によって分類します。

実験研究の結果は、接続タイプごとに個別に表示されます。 まず、亀裂の進行と破損のメカニズムを、+ 23 °C での各接続タイプの代表的な試験片の典型的に観察される挙動の概略図を使用して説明します。 焦点は、薄いガラスで観察された関連する亀裂、接着破壊モード、および試験片の最終的な破壊に設定されます。 次に、各接続タイプの温度依存の耐荷重挙動が包括的な力と変位のグラフで示されています。 各接続タイプの結果が別の図にプロットされます。 よりわかりやすく比較するために、すべての図では x 軸と y 軸の両方で同じスケールを使用しています。 続いて、初期破壊荷重と最大耐荷重を使用して、個々の接続タイプの強度性能を説明します。 第三に、より厚い中間層コアと化学強化ガラスカバー層を使用することによって、複合材料の積層が構造耐荷重性能に及ぼす影響を評価します。

亀裂の進行と破損のメカニズム

メカニカルファスナー接続

機械的接続の耐荷重挙動はほぼ線形です (図 9)。 力 - 変位曲線の初期の傾きは、ファスナーのねじ山を PMMA 材料に完全に係合させるために必要な動きと組み合わされた位置合わせジョイントの動きに起因すると考えられます。 初期亀裂は、外側のステンレス鋼ブロックに近い留め具のネジ山で薄いガラスに小さな丸い亀裂が形成されて発生しましたが、耐荷重挙動には影響を及ぼしませんでした (段階 1)。

ステージ 1 の破壊に続いて、無傷のまま残る PMMA 中間層コアと比較してガラスの破壊靱性が低下するため、亀裂の形成は薄いガラス内部のネジの長さに沿って広がります (ステージ 2)。 直線的な耐荷重挙動からのわずかな逸脱のみが、丸みを帯びた亀裂の発達を伴うステージ 3 破壊まで観察され、亀裂は 1 本のねじの端で力の増加とともに伝播します。 これにより、力が一時的に低下します。 最終的な破損は、ねじの端から始まるガラス - プラスチック - 複合材料の突然の破断によって発生し、試験片が分裂します。

段階 1 の最初の破損は、締結具の最初の数本の係合ねじ山内の応力集中の増加により発生します (Fakhouri et al. 2014; Kloos and Thmala 2007)。 その後の段階 2 での亀裂の形成は、コンクリートなどの材料の変形鉄筋における同様の力伝達現象によって説明できます。この現象では、鉄筋に沿った角度付きリブの圧縮ベアリングが引張力の伝達に使用されます。 この半径方向の圧縮ストラットは、封入材料内に応力のバランスをとった張力リングを誘発し (Tepfers 1976)、これがステージ 2 の破壊を引き起こします。 最終的な破損は、ねじの端に集中した応力が原因で引張亀裂が発生し (ステージ 3)、亀裂の伝播に伴って最終的な破損に向かって増加し、PMMA が破断することが原因であると考えられます。 しかし、スレッドは無傷のままであり、最終的に破損するまで損傷の兆候はありませんでした。

接着性エポキシ接続

接着剤エポキシ接続は、脆性破壊に至るまで硬い挙動を示しました (図 10)。 ヤング率が高いため (エポキシ = 2312 N/mm²)、PMMA とエポキシは同様に剛性があります (EPMMA = 2337 N/mm²)。 これにより、インサートが均一な材料に完全に埋め込まれたように動作するため、引張荷重に対して垂直方向にガラスの亀裂が発生します。 ステージ 1 の予備的な亀裂は、通常、インサートの端の薄いガラス層に位置していました。 インサートタブが引き抜かれたときと同じ位置に亀裂が集まり、その後、インサートの下端近くに薄いガラスに新たな亀裂が現れました（段階 2）。 段階 3 で特定された後続の亀裂は、以前の亀裂の橋渡しと伝播によって発生しました。 この直後に、以前の亀裂によって生じたアーチ状の破断線に沿って、ガラスとプラスチックの複合材料が完全に破断しました。

接続部のインサート タブは破断線に沿ってガラス - プラスチック - 複合材セクションから外れましたが、ガラスの亀裂橋渡しまたは PMMA の不完全な亀裂のため、取り外しできませんでした。 破断亀裂線より上のガラスとプラスチックの複合材と接着剤の接合部分はほとんど損傷を受けず、ステンレス鋼インサートにしっかりと接着したままでした。

接着破壊の位置は、図 10 の赤い影の領域で視覚化されており、亀裂線に沿って観察されます。 底部での接着力の損失は、破断時にエポキシとステンレス鋼の界面で発生しましたが、エポキシと PMMA の界面では、表面での接着破壊モードが観察されました。 これにより、最終的な破損時にインサート タブをガラス - プラスチック - 複合材料から外すことが可能になりました。 さらに、ステンレス鋼インサートの部分的な引き抜きにより、底部の亀裂線に沿って部分的な凝集破壊が観察されました。

接着剤アクリレート接続

アクリレート接合による接着接続は、最終的な破壊点に至るまで直線的な挙動を示しました (図 11)。 アクリレート試験片の初期亀裂 (ステージ 1) は、荷重に垂直な底部の線に沿って薄いガラス内で観察されました。 段階 2 では、亀裂はインサートの端に位置し、接着接合部の周囲を超えて広がりませんでした。 ステージ 3 でインサートの接着面に縞模様が発生し、PMMA とステンレス鋼の両方の界面での接着力の低下が示されました。 ステージ 3 の直後、接着剤は凝集破壊モードで突然破壊されました。 試験片はほとんど無傷のままです。

接着剤の破損は、すべての試験片のインサート面の少なくとも 1 つに発生しました。 破断時、ガラス表面の破壊が大幅に増加しました。 これは、最終的な破損時にインサート タブが突然引き抜かれるため、インサート タブが急速に変位することに起因すると考えられます。 テスト後も、インサートはまだガラスとプラスチックの複合材にくっついていました。 観察された破損メカニズムは、アクリレートの強度不足によって引き起こされる接合部の最終的な破損を示しています。

接着PU接続

接着 PU 接続の引張挙動は、柔軟性の向上を示しています (図 12)。 一連の破損は、透明度の低下によって示される接着剤と PMMA の界面での接着剤の破損から始まりました (ステージ 1)。 その後、力に対して垂直なインサート (ステージ 2) の底面に沿って、薄いガラスに亀裂が観察されました。 ステージ 3 では、PMMA 壁とまだ接触している接着剤の領域によって形成された境界線で接着剤の凝集破壊がすぐに続きました。 力レベルが低いため、凝集破壊は即座に最終的な破壊には至りませんでした。 その代わりに、破壊はステージ 3 から徐々に進行し、ほぼ完全な引き裂きによる最終的な破壊に至りました。

この移行中、激しい引き裂きは接続抵抗のほぼ完全な損失と相関していました。 力 - 変位曲線内の残留荷重容量は、PMMA キャビティからインサートが徐々に滑り出す様子を捉えており、接続は力 - 変位曲線の頂点で最終的な破損に達していると考えられていたため、それほど重要ではありませんでした。 全体として、接着剤の剛性が低く、接着剤が早期に破損したため、試験中のガラス - プラスチック - 複合材料の試験片の破損は最小限に抑えられました。

温度に依存する耐荷重挙動

一連のテストの統一された力と変位のグラフ (図 13a ～ d) は、調査された接続タイプのさまざまな温度での耐荷重挙動を特徴付け、比較します。 接続の強さと対応する統計については、セクション 2 で説明します。 4.3.

メカニカルファスナー接続

+ 23、+ 40、および + 60 °C での機械的ファスナー接続の一連のテストは、線形の耐荷重挙動を示しています (図 13a)。 個々の試験片では、2 ～ 4 kN の力レベルでのみ亀裂の発生が見られ、力が大幅に低下し、その後荷重がさらに増加し​​て最終的な破壊に至りました。 極限力レベルは、PMMA 中間層コアの最終的な破損と最大容量負荷を特徴付けます。

接着性エポキシ接続

接着剤エポキシ接続は、突然破損するまで直線的な挙動を示しました (図 13b)。 + 40 °C および + 60 °C では、個々のテスト間のばらつきの増加が観察されました。 試験片の端に大きな亀裂が発生し、インサートの側面のエポキシと PMMA の界面で接着力が部分的に失われます (図 14)。 一般に、+ 40 および + 60 °C であっても、エポキシ接着剤は高い剛性を示しましたが、より低い負荷レベルでは PMMA 中間層コアとの界面で接着力が低下しました。

接着剤アクリレート接続

接着剤アクリレート接続の顕著な温度依存性は、力とたわみのグラフで観察できます (図 13c)。 ガラス転移温度が比較的低いため (9 ～ 46 °C)、接着剤は + 40 °C ですでに軟化します。 これにより、最終的に破損するまで変位が増加します。 接着破壊モードは、インサートの底部のアクリレートとステンレス鋼の間、および側面のアクリレートと PMMA の間で検出されました (図 15)。 + 60 °C では、限られた力の伝達が観察されます。 これは、インサートが比較的低い力レベルで引き抜かれた後の接着接合部の降伏によるもので、セクション 2 で説明したような同様の破損モードが発生します。 4.1.

接着PU接続

接着 PU 接続は、他の接着ジョイントと比較して最も低い剛性を示しました (図 13d)。 これは表 1 の材料特性と一致しています。ガラス転移温度 (9 ～ 34 °C) は室温付近です。 したがって、高温では接着剤の軟化が進むため、剛性と容量がさらに低下することが予想されます。 これにより、さらなるテストのために接着剤を除外することが指示されました。

強さの比較

最初のテストシリーズの評価結果 (図 16) により、対応する統計と強度を比較することができます。 これには、接続部の初期破壊荷重と最大耐荷重が含まれます。 破壊後の荷重余力 (矢印でマーク) は、初期破壊荷重後の最大荷重容量までの追加容量として評価されます。 この定量化は、実際のアプリケーションのフェールセーフ設計コンセプトに使用できます。 個々のテスト シリーズの完全な統計を表 3 にまとめます。

表 3 さまざまな温度での引張実験による接続タイプの強度結果。 (算術平均 x̅arithm ±分散 σ2; 変化 (x̅−x̅ref)/x̅ref); 破断後の荷重予備力） -フルサイズのテーブル

ファスナーの強度は、テストされたすべての温度で同じ程度に維持されます (最大変化は -15%)。 これは、最大 + 60 °C の温度における PMMA 中間層コアのヤング率の変化が比較的小さいことに起因する、一貫した耐荷重挙動を裏付けています。 接着剤接続の中でも、接着剤の剛性、強度、接着力が初期破壊と強度を決定する主なパラメータでした。 一般に、接着剤の剛性が低いほど、初期破壊荷重と最大荷重容量の両方に関する接続の全体的な強度が低くなります。

接着剛性のこの影響は、アクリレート接続では、温度の影響により初期破壊が -66%、最大耐荷重が -71% 減少することから、はっきりと確認できます。 + 23 °C では、硬質エポキシはより柔軟なアクリレート (2.16 kN) よりも低い初期破壊強度 (1.33 kN) を示しました。 初期のガラス破損の決定的な原因となる複合材料の薄いガラス内の応力集中を軽減するには、接着接合には一定レベルの柔軟性が必要であると結論付けることができます。 + 40 °C では、エポキシ接続は 2.99 kN という最高の全体的な初期強度を達成し、剛性と強度の有利なバランスを示しました。 + 60 °C では、初期破壊の形成が早まるため、強度は 2.05 kN に低下します。 PU の低い剛性と引き裂きにより、全体的な性能が非常に低下しました (初期破壊: 0.87 kN、最大耐荷重: 0.88 kN)。

接着 PU 接続を除くすべての接続は、最初の破断後に耐荷重の増加を示します。 したがって、ファスナーの場合は 1.52 ～ 2.64 kN、エポキシの場合は 0.99 ～ 2.54、アクリレート接続の場合は 0.44 ～ 1.89 kN の範囲の破壊後の荷重保持が定量化されました (表 3)。 PU 接着接続では、接着剤の引き裂きにより、顕著な破壊後の耐荷重が得られませんでした。

複合材のビルドアップの影響

複合材のビルドアップの影響は、同様の強度比較で表されます (図 17 および表 4)。

表 4 + 23 °C でのさまざまなビルドアップの実験的引張試験による接続タイプの強度結果。 (算術平均 x̅arithm ±分散 σ2; 変化 (x̅−x̅ref)/x̅ref); 破断後の荷重予備力） -フルサイズのテーブル

メカニカルファスナー接続では、初期破壊荷重が + 76%、最大容量が + 75% 増加しました。 故障特性は、より薄いビルドアップの場合の前述の特性と一致しますが、負荷レベルが増加した場合に発生します。

接着剤エポキシ接続は大幅な強度の向上 (初期破壊荷重 + 114%、最大荷重容量 + 37%) を示しますが、接着剤アクリレート接続はより薄いビルドアップと同等の性能を示します (初期破壊荷重 -5%、最大荷重容量) +9%）。 両方の接着剤の初期不良は、前述の薄いビルドアップの特性と一致しました。 接着エポキシ接続の初期強度の増加と試験片の亀裂の量の少なさにより、ガラス応力の減少が実証されました。 しかし、最終的な破損は主に接着力の損失が原因で発生しました (図 18a)。 アクリレート接着剤の接続は、接着剤と凝集破壊の混合によって破壊されました (図 18b)。 これは、接合部の耐荷重能力が決定的なものとなるため、両方の接着接続の最大耐荷重の増加が制限されることを正当化します。

全体として、機械的ファスナー接続は、初期破壊荷重と最大荷重容量の両方に関して、接着剤接続タイプと比較して優れた性能を示しました。 したがって、好ましいバリアントの選択は機械的接続に属し、化学強化された薄いガラス (1.1CSG – 10PMMA – 1.1CSG) を使用した追加のテストが実行されました。

化学強化ガラスの使用により、初期破壊荷重は焼き鈍しガラスと比較して + 53% (1ANG-6PMMA-1ANG と比較して + 169%) 増加しましたが、PMMA 強度によって定義される最大容量は同等のままでした。レベル (表 4)。 メカニカルファスナー接続により、5.07 kN の初期破壊荷重と 6.65 kN の極限荷重容量に達し、小さな接続に比べて強度が高くなり、注目すべき破壊後の耐荷重が得られました。 この評価では、ガラスの蓄積と化学強化ガラス カバー層の使用が、ガラス - プラスチック - 複合材料のパネル接続の強度に及ぼす影響を定量化します。

異なる接続タイプ間では、耐荷重抵抗に大きな違いが観察されました。 接着剤の剛性、引張強さ、接着力は、接着剤接続の破損モードと最大容量を決定する主な変数でした。 エポキシは硬い挙動を示しましたが、薄いガラスに初期の亀裂の発生が見られました。 中間層コアが厚くなることで応力分散が改善され、接続強度が向上しました。 薄い試験片 (1ANG ～ 6PMMA ～ 1ANG) では、最終的な破壊はインサートの破断によって発生しましたが、厚い試験片 (1ANG ～ 10PMMA ～ 1ANG) では接着破壊が決定的でした。 したがって、この接続は 2.54 kN (参考値) および 2.45 kN (より厚い中間層コア) という高い破壊後の耐荷重を提供します。

アクリレートは中程度の硬さの接着剤として、応力集中を均一に分散することができ、高い初期破壊強度と最大容量を実現し、1.89 kN (参考値) と 2.37 kN (より厚い中間層コア) の一貫した破壊後の荷重保持を実現しました。 柔軟な PU 接着剤は、破壊後の荷重リザーブがない状態でインサートを引き裂いて引き抜くことにより、早期に破損しました。 結論として、十分な接続剛性を示すだけでなく、ガラス カバー層内の応力集中を制限するには、特定の程度のヤング率が必要です。 接着強度と接着力により、接合部の最終的な破壊メカニズム (接着破壊と凝集破壊) が特定されました。

高強度と十分な接着力を組み合わせると、最終的に試験片の突然の分割が発生しますが、強度が低いか接着力が不十分な場合、インサートは引き抜かれます。 試験したポリマー接着剤の剛性と強度はガラス転移温度を超えると大幅に低下するため、ガラス転移温度を超えると接続が弱まり、強度を超えた後にインサートが引き抜かれました。 中間層コアが厚くなったことで、ガラス応力が減少し、エポキシ接続の初期強度が向上しました (+ 114%)。 ただし、接合部の接着損失と凝集破壊が顕著だったため、最大容量は限られた程度（+ 37%）しか増加しませんでした。 したがって、接着接合の強度により、より厚い中間層コアを備えたビルドアップでの接続の最大耐荷重が制限されます。

さまざまな機械的接続配置は評価されませんでしたが、提案されたファスナー接続は、最終的に破損するまでほぼ直線的な耐荷重挙動を示しました。 挙動は、1 つのスレッドの端から始まる PMMA 中間層コアの最終破壊に至るまで、初期の微細なガラス亀裂によって限られた程度の影響を受けます。 したがって、この接続は、最小 1.58 kN の初期破壊後の高い破壊後荷重保持を提供します。 さらに、わずかな温度依存性のみが観察されました (図 16 および表 3)。 これは、(Hänig and Weller 2021) の PMMA 中間層コア材料の研究に適合します。 より厚い複合材のビルドアップは耐荷重性能を向上させるが、接続の破損メカニズムには影響を及ぼさないことが判明しました。 全体として、より厚い中間層コアを採用することによるより均一な応力分布により、初期破壊と最大耐荷重の両方の接続強度が向上し、満足のいく高い破壊後の荷重保持が提供されます。

製造プロセス、あるいは組み立てプロセスを考慮すると、機械的接続には接着接続に比べて 3 つの主な利点があります。第 1 に、試験片の製造に必要なのは PMMA のねじ山だけであり、実行が容易であり、剥離欠陥が発生しません。 第 2 に、2 成分接着剤による接続では硬化時間が数時間、場合によっては数日かかるのに比べ、組み立てにかかる時間はわずか数分です。 UV 硬化アクリレートのみが数分の範囲で製造時間を提供しますが、UV ランプ装置が必要です。 第三に、機械的接続は分解可能であり、コンポーネントの再利用が可能であり、損傷した場合には迅速に交換できます。 接続のさらなる開発プロセスでは、これらの重要な機能を考慮する必要があります。

すべての接続の結果には、初期破壊荷重および最大荷重容量の力レベルの顕著なばらつきが含まれていました (表 3 および 4)。 最も高い分散が観察されたのはファスナーで、次にエポキシ接続タイプでしたが、アクリレートと PU は個々のテスト結果内で一般的により高い一致を示しました。 この散乱は、PMMA とガラスの界面付近の剥離欠陥に起因すると考えられます。 散乱は、手作業での組み立て、ガラスの厚さのばらつき、試験片の加工や取り扱いによるガラスの表面の損傷によっても影響され、ガラスの強度に影響します。

さらに、比較的長い負荷持続時間によるアニールされたガラスの未臨界亀裂成長の時間の経過は、ガラス強度に影響を与えます (Brokmann et al. 2021; Haldimann et al. 2008)。 負荷持続時間の違いも、粘弾性接着接合部の剛性と強度に影響します。 スポーリングの問題を解決するために、中間層コアの重合および焼き戻しの改善と組み合わせた材料組成の変更が提案されています。 さらに、接合プロセスへの影響を軽減し、光学品質を向上させるために、より一貫した組み立て方法や自動製造を検討する必要があります。

この論文では、目立たない接続ハードウェアの開発の基礎として、ガラス - プラスチック - 複合パネルの構造接続の性能を調査しました。 これには、引張荷重下での提案された革新的な接続タイプの亀裂の進行や破壊メカニズムを含む耐荷重挙動の詳細な検査が含まれます。 温度の影響と複合材の堆積の影響が広範囲の研究で評価されました。 最終評価では、初期破壊荷重と最大耐荷重特性が考慮されます。

機械式ファスナー接続は、高強度に達する能力を備えており、温度依存性がほとんどない直線的な耐荷重挙動を提供し、破壊後の十分な耐荷重を提供します。 ポリマーコアの厚さを増加させることにより、最大の利益（初期破壊荷重および最大破壊容量の増加）が観察されました。 また、ガラスの強度は初期の耐破壊性には重要ですが、最終的な破壊荷重には重要ではないこともわかりました。 一般に、機械的なファスナー接続により、フェールセーフ設計が可能になります。

接着剤の接続特性は、ガラス カバー層内の応力分布によって決まります。応力分布は、複合材料の積層、接着剤の剛性および強度に大きく影響されます。 したがって、硬い (エポキシ) 接着剤と中程度の硬い (アクリレート) 接着剤は、高い初期破壊強度と最終的な破損に至るまでの力伝達能力のバランスが取れています。 これにより、満足のいく破断後の耐荷重が定量化されます。 しかし、接着剤の温度に依存する材料挙動は接続性能に大きく影響し、その結果、接着剤のガラス転移温度を超えると耐荷重能力が低下します。 これにより、塗布温度がガラス転移温度未満に制限されます。 PU 接続は、接着剛性が低いため、非常に柔軟に動作しました。 さらに、接着強度が低いため、比較的低いレベルの荷重で早期に接着破壊が発生しました。 これは、PU が提案された統合接続に適していないことを証明しています。

好ましい耐荷重特性、高い強度、および準静的引張荷重下での十分な破壊後の耐荷重により、機械的接続タイプは好ましい接続バリエーションとして特定されます。 さらに、邪魔物を最小限に抑えた魅力的な一体型デザインと、シンプルで一貫して成功した組み立てにより、引張荷重下での接続が最も適切になります。

得られた結果は、最初の包括的なデータセットを表します。 ただし、建築業界のガラス構造における実用化に適合するには、さらなる調査が不可欠です。 したがって、次の手順では、曲げや圧縮と同様に、せん断荷重下での耐荷重挙動を評価することをお勧めします。 同様に、構造用途については長期安定性を調査する必要があります。 これにより、ガラス、プラスチック、複合パネルの接続構造設計のための完全なデータセットが得られます。 現在の研究はこれらの構造的特徴を扱っており、今後の記事で公開される予定です。

実験研究を制限するために、接続の最適化のために、付随する数値解析とより広範なパラメータ研究が提案されています。 これには、詳細な応力分布だけでなく、複合材のビルドアップや接続の挿入深さやサイズなどの影響を与えるパラメータの調査も含める必要があります。 力と変位のグラフや亀裂の進行と破壊メカニズムの理解など、この研究で収集されたデータセットは、数値モデルの検証に貢献します。 これに基づいて、構造接続を用途に応じて確実に設計し、最適な荷重分散を実現することができます。 軽量のガラスとプラスチックの複合パネルの統合された接続設計により、将来的には、軽量設計と高い透明性を兼ね備えた、より見事なガラス設計が可能になる可能性があります。

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資金調達

Projekt DEAL によって実現および組織されたオープンアクセス資金調達。

著者情報

著者と所属

ドレスデン工科大学建築建設研究所、August-Bebel-Strasse 30、01219、ドレスデン、ドイツ

ユリアン・ヘニヒ & ベルンハルト・ウェラー

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ユリアン・ヘニヒへの通信。

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