Rendimiento de vidrio a hierro

Fecha: 26 de julio de 2022

Investigaciones anteriores han demostrado que las vigas de vidrio con postensado mecánico externo a lo largo de sus bordes muestran un mejor rendimiento estructural que las vigas de vidrio sin dicho refuerzo. La capacidad de carga inicial y posterior a la fractura de las vigas de vidrio se puede aumentar reforzándolas con tendones de acero inoxidable o plástico reforzado con fibra (FRP) que se postensan y se conectan a los bordes de la viga. Sin embargo, el postensado de barras o tiras de acero inoxidable o FRP es complejo y desafiante porque a menudo requiere configuraciones especiales, como gatos hidráulicos.

Las aleaciones con memoria de forma a base de hierro (Fe-SMA) son materiales de postesado prometedores debido a su procedimiento de activación eficiente y sus buenas propiedades mecánicas. El nivel de pretensado objetivo se puede introducir calentando el Fe-SMA a una temperatura específica seguido de un enfriamiento natural a temperatura ambiente. Como contribución a la evaluación de la viabilidad de reforzar los elementos de vidrio con tiras de Fe-SMA unidas con adhesivo, este documento se centra en el comportamiento de unión de las uniones traslapadas de vidrio a Fe-SMA basándose en investigaciones numéricas. Se desarrolla un modelo de elementos finitos para evaluar el efecto del espesor del adhesivo, el espesor de la tira de Fe-SMA y la longitud de la unión en el comportamiento estructural de las uniones traslapadas de vidrio a Fe-SMA.

Durante las últimas décadas, el vidrio se ha aplicado cada vez más a elementos estructurales, como vigas y aletas. El uso estructural de vidrio es un desafío debido a la falta de posibilidades para redistribuir las concentraciones de tensión, lo que lleva a modos de falla por fragilidad. Para cumplir con los requisitos de seguridad, se debe prestar especial atención al estado de fractura y al estado posterior a la fractura cuando se diseña con vidrio. En la mayoría de los casos, se utiliza vidrio de seguridad laminado para hacer frente a estos desafíos. Sin embargo, la capacidad de carga del vidrio laminado después de la rotura inicial del vidrio es significativamente menor que su capacidad de carga en estado intacto y conduce a disposiciones de diseño que dan cuenta de un modo de falla fundamentalmente frágil, sin redistribuciones de tensión ni ductilidad estructural.

En los últimos años, se desarrollaron varios conceptos de vigas de vidrio postensadas para mejorar el rendimiento de las vigas de vidrio, tanto antes como después de la falla del vidrio. El acero inoxidable (p. ej., Firmo et al. 2020) y el plástico reforzado con fibra (FRP) (p. ej., Bedon y Louter 2016) se utilizaron como elementos de refuerzo o postensado para vigas de vidrio, a menudo conectados a los bordes de las vigas. Sin embargo, los métodos de pretensado de acero inoxidable y FRP suelen ser laboriosos, a menudo requieren instalaciones especiales, como gatos hidráulicos, para la aplicación de tensión y, por lo tanto, implican un detalle complejo y que requiere mucho espacio en los extremos de los miembros. Las aleaciones con memoria de forma a base de hierro (Fe-SMA) son materiales de postensado prometedores debido a su procedimiento de activación eficiente y bastante simple.

El nivel de pretensado requerido se puede lograr calentando el Fe-SMA pretensado a una temperatura objetivo específica seguido de un enfriamiento natural a temperatura ambiente. Por ejemplo, se puede obtener un pretensado aproximado de 360 ​​MPa con una temperatura de activación de 160 °C (Wang et al. 2021). La aplicación exitosa de Fe-SMA para fortalecer estructuras de hormigón y acero (por ejemplo, Izadi et al. 2018), así como su eficiencia y bajo costo (Hosseini et al. 2019) indican que Fe-SMA podría ser un candidato prometedor para fortalecer elementos de vidrio estructural.

Sin embargo, el anclaje final mecánico que se usa actualmente para los sistemas de refuerzo de Fe-SMA (Hosseini et al. 2019) provocaría concentraciones de tensión en los elementos de vidrio. Recientemente, los autores realizaron un estudio experimental que muestra mucho potencial de la unión adhesiva en los sistemas de refuerzo de Fe-SMA. Por lo tanto, la unión adhesiva se considera una solución más atractiva para realizar el anclaje final de los tendones de Fe-SMA en elementos de vidrio.

Los adhesivos, por lo general, son los componentes más débiles y críticos en los sistemas de unión adhesiva. Por lo tanto, primero se deben identificar los adhesivos con un comportamiento adecuado para unir Fe-SMA al vidrio. Aunque existen varios estudios sobre el comportamiento de diferentes adhesivos en juntas vidrio-acero (por ejemplo, Cupac et al. 2021) y vidrio-FRP (por ejemplo, Cagnacci et al. 2021) y los conocimientos adquiridos podrían ser aplicables, vidrio-a-Fe-SMA también es necesario investigar las uniones para evaluar su fuerza de unión y rendimiento. Los análisis de resistencia y falla adhesiva son tareas complicadas debido a las complejas propiedades del material y el comportamiento de unión. El método de elementos finitos (FE) basado en enfoques de mecánica continua es un método típico para analizar el rendimiento de las juntas adhesivas.

Sin embargo, estos métodos son sensibles al tamaño del elemento (Feih et al. 2005). Los modelos de zona cohesiva (CZM) han sido ampliamente utilizados en los últimos años con sus ventajas de modelar todo el proceso de desunión (inicio y propagación de grietas) y de ser insensibles al tamaño de malla. Las leyes de tracción-separación se utilizan típicamente para caracterizar la desunión de los sustratos en CZM. Los criterios de iniciación del daño se pueden definir para el elemento de la zona cohesiva dependiendo de la condición de carga del adhesivo. El crecimiento de grietas se rige por la tasa de liberación de energía (GI, GII y GIII).

En esta contribución se utilizó el modelo de zona cohesiva para simular el comportamiento de los adhesivos. Se desarrolló un modelo de elementos finitos para evaluar el efecto del espesor del adhesivo, el espesor de la tira de Fe-SMA y la longitud de la unión en el comportamiento estructural de las uniones traslapadas de vidrio a Fe-SMA. La influencia de la alta temperatura (resultados de la activación del Fe-SMA) en el comportamiento mecánico de las juntas lap-s ear se investigó experimentalmente en nuestra otra contribución (Silvestru et al. 2022), que no se incluirá en este trabajo.

El principal objetivo de esta contribución es proponer un modelo de elementos finitos, incluyendo supuestos adecuados para los materiales involucrados, que permita investigar el comportamiento de unión de las uniones traslapadas de vidrio a Fe-SMA. Para ello se deben definir adecuadamente las propiedades materiales del vidrio, Fe-SMA y adhesivo. Esta sección presenta los métodos para determinar las propiedades materiales del Fe-SMA y los adhesivos.

2.1. Determinación de las propiedades del material para el Fe-SMA

El módulo de Young y la relación verdadera tensión-deformación verdadera del Fe-SMA se definieron en el modelo FE para simular el comportamiento elástico-plástico del Fe-SMA. Se realizaron ensayos de tracción uniaxial para obtener el módulo de Young y la relación esfuerzo nominal-deformación nominal del Fe-SMA pretensado. Las pruebas se realizaron con control de desplazamiento con una velocidad de 0,012 mm/s en una máquina de prueba universal Zwick. La geometría del espécimen de prueba utilizado se muestra en la Fig. 1a, mientras que la configuración de la prueba se ilustra en la Fig. 1b.

Se utilizó un sistema de correlación de imagen digital (DIC) para medir las deformaciones de la muestra durante la prueba. Basado en las fotos tomadas con dos cámaras durante la prueba, el procesamiento posterior con el software VIC-3D 9 de Correlated Solutions, Inc. permite evaluar los desplazamientos que ocurren entre los puntos seleccionados en la superficie de la muestra, así como los campos de tensión. El esfuerzo y la deformación reales se calcularon con base en el esfuerzo nominal y la deformación nominal obtenidos con las ecuaciones (1) y (2):

En las ecuaciones (1) y (2), σtrue y εtrue son la tensión y la deformación verdaderas, respectivamente. σnom y εnom son la tensión nominal y la deformación nominal, respectivamente. Para el caso estudiado, la deformación plástica se calcula mediante la ecuación (3):

En la ecuación (3), εpl es la deformación plástica y E es el módulo de Young. Se probaron cuatro especímenes y los resultados de la prueba casi no mostraron variaciones de acuerdo con las curvas de carga-desplazamiento. Los resultados de una de las pruebas se analizaron más a fondo en el software VIC-3D 9 para determinar los valores de deformación necesarios para la simulación del Fe-SMA. Se utilizó un subconjunto de 25 y un tamaño de paso de 8 en el procesamiento posterior de los resultados de las mediciones de DIC.

2.2. Determinación de las propiedades del material para los adhesivos.

El CZM se utiliza para simular el comportamiento del adhesivo. La rigidez de la interfaz (Knn y Kss en la dirección de apertura y corte, respectivamente), la resistencia a la separación (tn,0 y ts,0 en la dirección de tracción y corte, respectivamente) y la tasa de liberación de energía (GI y GII en la dirección de apertura y corte, respectivamente) deben definirse en el CZM. La rigidez de la interfaz se utiliza para describir la relación tensión-separación del adhesivo antes del daño del adhesivo. La fuerza de separación y la tasa de liberación de energía gobiernan la iniciación y propagación de grietas, respectivamente. Se puede dar un valor aproximado a la rigidez de la interfaz si no hay datos experimentales disponibles. Algunas estimaciones prácticas son Knn = E y Kss = G (Campilho et al. 2012), o Knn = E / tadhesivo y Kss = G / tadhesivo (Xu y Wei 2013). Sin embargo, estas estimaciones solo son válidas cuando el adhesivo es delgado.

Otra opción es obtener los parámetros cohesivos con el método inverso (Banea et al. 2011), que consiste en un procedimiento iterativo de ajuste de curvas para reducir el error entre los resultados experimentales y la simulación FE. Según el conocimiento de los autores, para los adhesivos específicos (SikaPower-1277, Araldite 2047-1 y 3M DP490) con espesor finito, no hay datos disponibles sobre la rigidez de la interfaz. Por lo tanto, se utilizó el método inverso para determinar la rigidez de la interfaz. Se basó en el modelo FE descrito en la sección 2.3 y las pruebas de cizallamiento de vuelta descritas en esta sección. Las propiedades del material, excepto la rigidez de la interfaz, utilizadas para definir la CZM se enumeran en la Tabla 1.

Se seleccionaron dos epoxis (SikaPower-1277 y 3M DP490) y un metacrilato (Araldite 2047-1) para unir estructuralmente Fe-SMA al vidrio. Si bien SikaPower-1277 se investigó previamente para unir Fe-SMA al acero (Wang et al. 2021), los otros dos adhesivos exhibieron un buen desempeño para unir vidrio con aluminio anodizado (Belis et al. 2011). Teniendo en cuenta el diferente coeficiente de expansión térmica del vidrio, Fe-SMA y adhesivo, se consideraron en primer lugar adhesivos con un espesor de 0,5 mm y 1,5 mm. Para obtener la rigidez de la interfaz, los resultados de la simulación FE se compararon con los resultados de la prueba de cizallamiento. La configuración de prueba utilizada y las dimensiones de la muestra se muestran en la Fig. 2.

Los detalles sobre las investigaciones experimentales y los resultados obtenidos se pueden encontrar en Silvestru et al. (2022) y no están dentro del alcance de esta contribución. Se probaron un total de 18 especímenes para los tres adhesivos, incluidos dos espesores de junta diferentes por adhesivo, como se muestra en la Tabla 2. Los resultados experimentales (consulte las curvas de carga frente a desplazamiento en la Fig. 3) se compararon con los resultados de los modelos FE ( descrito en la sección 2.3). Los supuestos para la rigidez de la interfaz son Knn = α x E y Kss = α x G. El valor de α se utilizó como factor de calibración y se determinó para obtener un nivel aceptable de concordancia entre los resultados experimentales y los resultados de la simulación FE según el procedimiento iterativo de ajuste de curvas. Los valores de rigidez de interfaz determinados se muestran en la Tabla 3, mientras que las curvas de carga frente a desplazamiento obtenidas de las simulaciones se representan en la Fig. 3 junto con los resultados experimentales.

Tabla 1: Propiedades materiales de los adhesivos utilizados como datos de entrada para las simulaciones

Tabla 2: Tipos de adhesivos y dimensiones para los especímenes investigados en las pruebas de cizallamiento de solape

Tabla 3: Valores de rigidez de interfaz determinados para juntas con espesor de adhesivo finito

2.3. modelo de elementos finitos

Se desarrolló un modelo de elementos finitos 2D en el software comercial de elementos finitos ABAQUS 2021. Las superficies del fondo de vidrio y del extremo derecho se fijaron en direcciones verticales y horizontales como condición límite. Se creó un punto de referencia y se conectó al extremo derecho del Fe-SMA mediante acoplamiento. Se aplicó un desplazamiento de 140 mm (suficientemente grande para asegurar que la muestra se cargó hasta la falla) al punto de referencia. La fuerza de reacción y la traslación del punto de referencia se extrajeron para caracterizar el desempeño de las juntas traslapadas.

Se utilizó un tamaño de malla general de 1 mm en la dirección longitudinal del panel de vidrio, el adhesivo y la tira de Fe-SMA. En la dirección del espesor, se asignó un elemento al adhesivo y dos elementos a la tira de Fe-SMA y al panel de vidrio. La malla y las condiciones de contorno se muestran en la Fig. 4. El tipo de elemento para el panel de vidrio y la tira de Fe-SMA es CPS4I (cuadrilátero de tensión plana bilineal de 4 nodos, modos incompatibles). Se utilizaron elementos cohesivos bidimensionales de 4 nodos (COH2D4) para simular el comportamiento de la unión adhesiva. Se realizó un análisis cuasi-estático para los modelos 2D.

Para el vidrio, en las simulaciones se asumió un comportamiento material elástico-lineal, con un módulo de Young de 70 GPa y una relación de Poisson de 0,23 (Haldimann et al. 2008). No se consideró ningún criterio de falla en

las simulaciones para vidrio, ya que la atención se centró en la falla del adhesivo, que fue dominante en las pruebas de cizalla. La tensión en el vidrio de la simulación se comparó con la resistencia inherente de 45 MPa (Haldimann et al. 2008) para verificar si la falla del vidrio podría haber ocurrido antes de la falla del adhesivo.

En las simulaciones para el Fe-SMA se utilizó una relación constitutiva elástico-plástica. La relación esfuerzo-deformación se obtiene del ensayo de tracción uniaxial discutido en la sección 2.1. El módulo de Young es 151,7 GPa, que se determina a partir de la relación tensión-deformación nominal antes de que Fe-SMA alcance una deformación del 0,2 %. Se supone que la relación de Poisson es de 0,3 (Fritsch et al. 2019). Se seleccionaron treinta y cuatro puntos de datos de tensión verdadera-deformación verdadera después de una deformación del 0,2% hasta la deformación máxima para caracterizar el comportamiento elástico-plástico del Fe-SMA. Debido a que no se produjo ninguna falla de Fe-SMA durante las pruebas de cizallamiento de vuelta, no se definió ningún criterio de falla para Fe-SMA. Cuando se asumió que el espesor de Fe-SMA era muy delgado (0,5 mm), la tensión y la deformación del Fe-SMA de la simulación se compararon con los valores de la prueba de tracción uniaxial para verificar si la falla de Fe-SMA podría haber ocurrido antes de la aplicación del adhesivo. falla.

El CZM se utilizó para simular el comportamiento del adhesivo. Se asumió la respuesta triangular de tracción-separación (Campilho et al. 2011). El criterio de tensión cuadrática en la ecuación (4) se usó para gobernar el inicio de grietas. En la ecuación (4), tn y ts son la tensión de contacto normal y cortante, respectivamente. tn,max y ts,max son los valores pico correspondientes. El daño se inicia y la reducción de la rigidez comienza cuando se cumple la ecuación (4). Se utilizó el criterio de fractura de forma de Benzeggagh-Kenane (BK) para controlar la propagación de grietas, que se basa en la energía de fractura disipada.

Para validar la capacidad del modelo FE propuesto para simular las juntas traslapadas de corte, el modelo propuesto se utilizó para simular las juntas traslapadas de acero a Fe-SMA investigadas experimentalmente por Wang et al. (2021). Las pruebas en uniones traslapadas de corte de acero a Fe-SMA se llevaron a cabo en la misma configuración descrita en la sección 2.2. Se utilizó el adhesivo Sikapower-1277 con espesores de 0,35 mm y 0,45 mm. La rigidez de la interfaz definida para simular las uniones traslapadas de acero a Fe-SMA se asumió con el mismo valor dado para SikaPower-1 277 con un espesor de 0,5 mm en la Tabla 3. Se definieron los otros parámetros necesarios para la CZM. de acuerdo con la Tabla 1. La carga máxima obtenida de la simulación FE es de 61 kN y está en un acuerdo aceptable con el valor obtenido experimentalmente de 57 kN.

Investigar los efectos del espesor del adhesivo, el espesor de Fe-SMA y la longitud de unión en el comportamiento estructural de las juntas de corte traslapado de vidrio a Fe-SMA, en función de la dimensión de las muestras de prueba de corte traslapado que se muestran en la Fig. 2b , en las simulaciones se consideraron dos espesores de adhesivo (0,5 mm y 1,5 mm), tres espesores de Fe-SMA (0,5 mm, 1,5 mm y 3 mm) y cuatro longitudes de unión (50 mm, 100 mm, 150 mm y 300 mm). . Los diferentes especímenes considerados en la simulación FE con sus variadas dimensiones se enumeran en la Tabla 4. X en el espécimen ID-FEM representa AD, DP o SP, indicando el espécimen adherido con Araldite 2047-1, 3M DP490 o SikaPower-1277, respectivamente.

Tabla 4: Matriz de parámetros para las simulaciones de elementos finitos

3.1. El efecto del espesor del adhesivo.

El espesor del adhesivo es uno de los principales factores que influyen en el comportamiento estructural de las juntas acero-acero, aluminio-aluminio y FRP-FRP (Shah y Tarfaoui 2016). Se consideraron dos espesores de adhesivo diferentes (0,5 mm y 1,5 mm) y se evaluó su influencia en la capacidad de carga de la junta y el desplazamiento máximo en el extremo cargado de la tira. Las curvas de carga frente a desplazamiento obtenidas se muestran en la Fig. 5.

Para las muestras con tiras de Fe-SMA de 0,5 mm de espesor, aumentar el espesor del adhesivo no supone una diferencia significativa en los resultados. Existe una alta probabilidad de falla de Fe-SMA debido a la menor capacidad de carga. Cuando se consideran tiras de Fe-SMA de 1,5 mm y 3,0 mm de espesor, aumentar el espesor del adhesivo aumenta ligeramente la capacidad de carga y el desplazamiento máximo. La razón de esto es que las juntas adhesivas más gruesas permiten un mayor desplazamiento por corte. El aumento de la capacidad de carga y el desplazamiento con un mayor espesor del adhesivo es más pronunciado para las muestras con Araldite 2047-1. Esto se debe a que Araldite 2047-1 es más dúctil que los otros dos adhesivos; por lo tanto, es posible un mayor desplazamiento de cizallamiento junto con la mayor longitud de unión efectiva que presenta este adhesivo.

3.2. El efecto del espesor de Fe-SMA

La línea de producción actual para tiras de Fe-SMA en re-fer AG está diseñada para tiras de Fe-SMA con un espesor de 1,5 mm (re-fer AG 2022). Sin embargo, en el futuro esto podría extenderse a otros espesores, si las nuevas aplicaciones muestran una demanda lo suficientemente alta. En esta contribución se consideraron tres espesores de Fe-SMA (0,5 mm, 1,5 mm y 3,0 mm). Se evaluó y comparó la influencia del grosor de Fe-SMA en la capacidad de carga y el desplazamiento máximo en el extremo cargado de la tira de Fe-SMA, como se muestra en los diagramas de carga frente a desplazamiento en la Fig. 5.

La capacidad de carga aumenta con un mayor espesor de Fe-SMA; sin embargo, el desplazamiento máximo está disminuyendo. La tensión en tiras de Fe-SMA más gruesas es menor que en las más delgadas para la misma carga, lo que también da como resultado deformaciones significativamente más bajas e implícitamente en desplazamientos totales más pequeños. Al mismo tiempo, con el aumento del grosor de la tira de Fe-SMA también aumenta su rigidez. Cuando el adherente de Fe-SMA se vuelve más rígido y, por lo tanto, se deforma menos, los picos de tensión en el extremo de unión cargado de la junta adhesiva son más bajos y se pueden alcanzar tensiones más altas en el adhesivo en un área más larga de la longitud de la unión.

Esto da como resultado una mayor capacidad de carga, como se muestra en los resultados de la Fig. 5. Sin embargo, se debe considerar que al aumentar aún más el espesor de Fe-SMA, las crecientes tensiones de pelado resultantes de la alineación excéntrica de los dos adherentes limitarán la capacidad de carga de dichas uniones traslapadas simples. Para un grosor delgado de Fe-SMA de 0,5 mm, la capacidad de carga puede verse limitada por la falla de Fe-SMA en lugar de la falla del adhesivo, como lo muestran las simulaciones con SikaPower-1277 y Araldite 2047-1.

3.3. El efecto de la longitud del enlace

Durante la activación, el Fe-SMA se calienta a altas temperaturas de al menos alrededor de 160°C. Dado que el adhesivo alcanzará temperaturas igualmente altas, podría dañarse. Por lo tanto, debe garantizarse suficiente longitud de unión efectiva durante y después de la activación como longitud de anclaje. Se consideraron cuatro longitudes de unión (50 mm, 100 mm, 150 mm y 300 mm) para probetas con juntas adhesivas de 1,5 mm de espesor. Los resultados se muestran y comparan como curvas de carga frente a desplazamiento en la Fig. 6. Las cargas máximas alcanzadas y especialmente los desplazamientos totales son bastante bajos cuando la longitud de unión es de 50 mm.

La capacidad de carga y el desplazamiento máximo aumentan obviamente para los tres adhesivos a medida que la longitud de la unión aumenta de 50 mm a 100 mm. Sin embargo, la capacidad de carga solo aumenta ligeramente cuando la longitud de la unión supera los 100 mm, especialmente para 3M DP490. Esto se debe a que 3M DP490 y también Sikapower-1277 son, por un lado, más frágiles que Araldite 2047-1. Por otro lado, las diferentes longitudes de enlace efectivas relacionadas podrían ser una razón para esto.

En esta contribución se desarrolló un modelo de elementos finitos con el objetivo de estudiar el efecto del espesor del adhesivo, el espesor de la tira de Fe-SMA y la longitud de unión en el comportamiento estructural de las uniones traslapadas de vidrio a Fe-SMA con diferentes adhesivos. Los modelos se validaron utilizando pruebas de cizallamiento de acero a Fe-SMA como referencia; las simulaciones FEM sirvieron así para profundizar la comprensión de los resultados de las pruebas y ampliar el rango de parámetros estudiados. Las siguientes conclusiones se pueden sacar en base a los resultados de la simulación:

Esta investigación fue apoyada financieramente por Innosuisse a través de la solicitud de verificación de innovación número 51447.1 INNO-ENG.

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