Bewertung der Gefährdung und Tragfähigkeit historischer Glasfassaden unter Vogelschutz

Datum: 31. August 2023

Autoren: Chiara Bedon und Maria Vittoria Santi

Wissenschaftlicher Herausgeber:Francesco Zammori

Quelle: Mathematische Probleme im Ingenieurwesen, Bd. 2022, Artikel-ID 6059466, 20 Seiten, 2022, Hindawi

DOI:https://doi.org/10.1155/2022/6059466

Die Vogelschlaganalyse ist von besonderer Bedeutung für Anwendungen im Flugzeugbau, bei denen wichtige Flügel- oder Rumpfkomponenten während der Flugphase unter möglichen Kollisionen leiden und zu schweren strukturellen Schäden führen können. Zu diesem Zweck verlangen die Federal Aviation Regulations spezielle Tests und Zertifizierungen zur Bewertung der Vogelschlagresistenz. Auch im Bauwesen wird Glas überwiegend für vertikale und horizontale tragende Bauteile eingesetzt. In einem solchen strukturellen Entwurfskontext wird dem Winddruck, den seismischen Belastungen, dem Aufprall von Menschenmassen und menschlichen Körpern (z. B. zur Verhinderung des Herausfallens) oder sogar Explosionen große Aufmerksamkeit gewidmet, und Vogelschlag wird eher nicht berücksichtigt Analyse aufgrund der zu erwartenden begrenzten Aufprallkräfte und Auswirkungen auf Glas.

Dieser Artikel untersucht ein solches Thema und zeigt die dynamische Reaktion einer bestehenden Glasfassade, die in den 60er Jahren als Teil eines Museums in Italien gebaut wurde. Die Schwachstellenanalyse wird mit rechnerisch effizienten numerischen Finite-Elemente-Modellen (FE) zur konsolidierten Verwendung für Vogelschlag durchgeführt, die auch auf vorläufigen mechanischen Charakterisierungen aus geometrischen Inspektionen vor Ort und Experimenten zur betrieblichen Modalanalyse (OMA) basieren. Lokale und globale dynamische Effekte aufgrund von lokalisiertem Vogelschlag auf der untersuchten Glasfassade werden auf der Grundlage einer parametrischen numerischen Analyse der gekoppelten Euler-Lagrange-Methode (CEL) diskutiert.

Die Analyse von Vogelschlägen und die Schadensvorhersage sind von besonderer Bedeutung für Anwendungen im Flugzeugbau, wo wichtige Flügelkomponenten oder Rumpfkomponenten durch mögliche Kollisionen mit Vögeln während der Flugphase beeinträchtigt werden können und zu schweren strukturellen Schäden an Flugzeugkomponenten führen können. Zu diesem Zweck stellen die Federal Aviation Regulations (FAR) Referenzleistungsindikatoren für nach vorne gerichtete Komponenten bereit und erfordern eine spezielle Bewertung der Vogelschlagfestigkeit (normalerweise basierend auf Zertifizierungstests). Im Laufe der Jahre konzentrierten sich Forschungsstudien auf die Bewertung und Entwicklung effizienter und zuverlässiger numerischer Finite-Elemente-Ansätze (FE), die zur Unterstützung oder als Ersatz für Experimente verwendet werden könnten, und mehrere Ansätze wurden für spezifische Anwendungen im Flugzeugdesign und in der Flugzeugtechnologie berücksichtigt [1–4]. Unter den spannenden Studien wurde die Anfälligkeit von Flugzeugkomponenten gegenüber dieser Art von Hochgeschwindigkeits-Weichkörperaufprall hervorgehoben.

Auch im Bauwesen wird Glas überwiegend für vertikale und horizontale tragende Bauteile eingesetzt [5]. Insbesondere für Fassadenanwendungen stehen heutzutage mehrere technische Dokumente und Richtlinien zur Verfügung, die Designer dabei unterstützen, mögliche Schäden und Ausfälle von Glasscheiben unter normalen Designeinwirkungen und sogar Stößen zu verhindern [6]. In einem solchen strukturellen Entwurfskontext für Gebäude liegt das Hauptaugenmerk der Forschungsuntersuchungen zu Glasfassaden und -hüllen auf der Analyse, Nachrüstung und/oder Abschwächung maximaler Auswirkungen aufgrund von Windeinwirkung [7–9] und seismischen Belastungen [10– 14], Aufprall durch Menschenmenge/menschliche Körper [15–20] (wo das potenzielle Risiko eines Sturzes von Gebäudeinsassen verhindert werden sollte) oder sogar Explosionen [21–24] und Mehrfachgefahren [25] und eher null Für die Vogelschlaganalyse werden Überlegungen vorgeschlagen, die häufig mit vernachlässigbaren/begrenzten Aufprallkräften und Auswirkungen auf Glaskomponenten verbunden sind. Während dies für die meisten modernen und neu gestalteten Glaskonstruktionsanwendungen zutrifft, bei denen spezifische Berechnungsansätze im Vergleich zu herkömmlichen gewöhnlichen Einwirkungen und zufälligen Ereignissen für Gebäude berücksichtigt werden, sollte bei vorhandenen und sogar historischen Glaskomponenten, bei denen dies nicht der Fall war, eine sorgfältige Betrachtung erfolgen speziell für jede Art von Tragfähigkeit konzipiert, jedoch nur in Form von nicht tragenden Bauteilen realisiert.

In diesem Artikel wird die Aufmerksamkeit auf eine Glasfassade gelegt, die 1962 erbaut wurde und derzeit einem versehentlichen Vogelschlag ausgesetzt ist. Die Schwachstellenanalyse wird mit Unterstützung recheneffizienter numerischer FE-Modelle durchgeführt, die in ABAQUS/Explicit [26] durchgeführt wurden und repräsentativ für die konsolidierte Literaturverwendung für Vogelschlaguntersuchungen sind. Dabei wird auch der Charakterisierung des Strukturmodells besondere Aufmerksamkeit gewidmet, die auf geometrischen Inspektionen vor Ort und Experimenten zur Operational Modal Analysis (OMA) basiert, um die dynamische Identifizierung struktureller/mechanischer Merkmale zu unterstützen.

Wie gezeigt, werden im Unterschied zu Luftfahrtanwendungen relevante Aspekte durch Variationen in den strukturellen und mechanischen Merkmalen von Zielsystemen (z. B. Flugzeugkomponenten vs. Fassadenkomponenten), aber auch durch Variationen in den Aufprallmerkmalen (z. B. niedrige Aufprallgeschwindigkeit für Gebäude am Referenzort) dargestellt Werte von ≈150–300 m/s für Flugzeuganwendungen). Die Studie beweist, dass selbst geringfügige Vogelschläge in ähnlichen Glassystemen zu hohen Spannungsspitzen führen können und daher möglicherweise Aufmerksamkeit erforderlich ist, um einen möglichen Ausfall zu verhindern. Darüber hinaus zeigt die Analyse die lokalen und globalen dynamischen Auswirkungen eines relativ lokalisierten Angriffs auf Fassaden, die in Form von Verbundsystemen und nicht in Form einzelner Glaskomponenten analysiert werden sollten.

Vogelschlagexperimente und numerische Simulationen sind insbesondere für Anwendungen in der Luft- und Raumfahrttechnik von besonderem Interesse, wo Flugzeugkomponenten speziell dafür ausgelegt sein müssen, unbeabsichtigten Hochgeschwindigkeits-Weichkörperstößen von Vögeln standzuhalten. Experimentelle Untersuchungen zu verschiedenen Strukturkomponenten finden sich beispielsweise in [27, 28].

Numerische Simulationen können in diesem Zusammenhang das Design effizient unterstützen und komplexe experimentelle Protokolle verhindern. Gleichzeitig muss jedoch sorgfältig auf die Beschreibung und Charakterisierung der Modellkomponenten sowie der Impaktormerkmale geachtet werden [2, 3, 29]. Tatsächlich können maximale Effekte auf der Grundlage effizienter Analysemodelle [30] oder numerischer Ansätze gemäß der (unpraktischen) Lagrange-Beschreibung von Vögeln [31] oder des netzlosen Smooth Particle Hydrodynamic (SPH)-Ansatzes [32–34] oder sogar vorhergesagt werden zum netzabhängigen, fest begrenzten Coupled Eulerian-Lagrange (CEL)-Ansatz [35, 36]. Ein vielversprechend effizienter alternativer Ansatz zur klassischen CEL-Methode stellt die in ABAQUS/Explicit [37] verfügbare Option für bewegliche Eulersche Domänen dar, bei der das Eulersche Volumen nicht im Raum fixiert ist, sondern sich bewegen kann und eine starke Reduzierung der Netzverfeinerung ermöglicht.

Mit besonderem Schwerpunkt auf Glas für Bauanwendungen haben sich die Literaturstudien im Laufe der Jahre der Bewertung der Tragfähigkeit verschiedener Systeme und Komponenten unter Einwirkung von harten oder weichen Körpern gewidmet, wobei Laborexperimente genutzt wurden und/oder numerische Simulationen [15–20]. Für Fassadensysteme und -komponenten steht dies im Einklang mit den Gestaltungsvorschriften und technischen Empfehlungen (wie z. B. der Norm EN 12600, dem Dokument DIN 18008-4 Anhang A, CWCT TN 76), die dazu dienen, das Herausfallen von Gebäudenutzern zu verhindern (falls vorhanden). Glasbruch), siehe [18]. Ein gemeinsamer Aspekt der Literaturstudien ist, dass für die meisten strukturellen Anwendungen Verbundglas (LG, mit mindestens zwei Glasschichten) berücksichtigt wurde. Gleichzeitig waren die Aufprallbedingungen durch standardisierte Aufbaukonfigurationen aus Standards gekennzeichnet. Dementsprechend bestand der Impaktor aus einem herkömmlichen Zwillingsreifen oder einem kugelförmigen Beutel (mit einer Gesamtmasse von jeweils M = 50 kg), siehe Abbildung 1. Unter diesen Bedingungen wird die Aufpralldynamik eines bestimmten Glassystems üblicherweise quantifiziert und bewertet Begriffe der eingegebenen Aufprallenergie Eimp, basierend auf der Masse M und der Aufprallgeschwindigkeit v des Impaktors:

und spezifische Leistungsindikatoren für das Glassystem zur Überprüfung unter Aufprallkonfigurationen mit bis zu Eimp = 800 J Aufprallenergie und verschiedenen Aufprallpunkten auf Glas [38, 39].

In der vorliegenden Studie werden historische Glasfassaden (die nicht speziell auf die Widerstandsfähigkeit gegenüber möglichen Stößen ausgelegt sind) berücksichtigt. Der Schwerpunkt liegt auf der Vulnerabilitätsbewertung von Vogelschlägen, wobei wir uns an einem in Italien realisierten, in Betrieb befindlichen Glassystem orientieren. Im Gegensatz zu herkömmlichen Impaktoren für die Zertifizierung und Bewertung von Glasfassaden (siehe Abbildung 1) haben Vögel eine relativ geringe Masse und spezifische mechanische Eigenschaften, die bei der Berechnung berücksichtigt werden sollten. Laut Literatur wird der klassische numerische CEL-Ansatz verwendet, um die Verwundbarkeit des Systems unter realistischen Unfallszenarien zu bewerten.

3.1. Geometrische Eigenschaften

Das untersuchte Struktursystem besteht aus einer 1961 entworfenen und 1962 gebauten Stahl-Glas-Anordnung als Zusammensetzung aus Glasscheiben und einem Gitter aus Stahlpfosten und gewölbten Riegeln (Abbildung 2(a)). Die Besonderheit dieses Bausystems liegt in seiner Form (kreisförmiges Fassadenkonzept) und seiner Größe (insgesamt in einer rechteckigen Form von ca. 7 m Breite und 5 m Höhe enthalten, siehe Abbildung 2(b)). im Vergleich zur Dicke und Belastbarkeit einzelner Bauteile. Glaselemente sind tatsächlich so geformt, dass sie dem gesamten Kreisverlauf der Fassade folgen, und zeichnen sich durch eine einfache monolithische (und relativ geringe) Gesamtdicke im Vergleich zur bedeckten Oberfläche aus. Darüber hinaus werden Stahlträger auf ein Minimum reduziert, um die Transparenz der Fassade zu bewahren. Die untersuchte Anlage gehört zum sogenannten Informations- und Dokumentationszentrum (CID)-Museum, das sich in Torviscosa (Udine) befindet, siehe Abbildung 3 und [40].

3.2. Mechanische Grenzen

Für die Zwecke der vorliegenden Untersuchung wurde eine vorläufige diagnostische Analyse vor Ort durchgeführt, um den Zustand der Fassadenelemente, insbesondere der Glasplatten, der Stahlelemente und der Verbindungsschichten zwischen Glas- und Stahlkomponenten, zu überprüfen. Die vorläufige Bewertung wurde mit einer geometrischen Inspektion weiter ausgewertet, um die tatsächliche Größe von Paneelen und Aussteifungskomponenten zu messen. Die geometrische Charakterisierung der untersuchten Fassade ist in Abbildung 2(b) zusammengefasst. Die maximale Größe der zentralen Glasscheibe betrug 3,3 Meter Höhe und 2,58 Meter Breite. Die Masse der Stahl- und Glaselemente wurde mit ungefähr MTOT = 2358 kg berechnet, wobei die Gesamtsumme der Glaselemente mit ≈0,13 MTOT (≈309 kg) geschätzt wurde. Eine Liste der Eigenschaften aller Glaskomponenten ist in Tabelle 1 aufgeführt.

Tabelle 1 Zusammenfassung der Eigenschaften von Glaskomponenten (Bezeichnungen wie für Innenansicht).

Aus der visuellen Analyse, siehe Abbildung 4, wurde außerdem eine eher linear eingespannte Randbedingung für alle Glasplatten festgestellt. Der Klemmzustand wurde zum Zeitpunkt des Baus durch massive Stahlelemente erreicht, die zusammengeschraubt wurden, um Pfosten und Riegel für den Metallrahmen zu bilden. Das zentrale Element jedes Pfostens oder Bogenriegels wurde dann starr mit angrenzenden oder abfangenden Elementen zusammengefügt, um das Rahmengitter zu bilden. Gleichzeitig wurden zwei zusätzliche massive Stahlelemente durch Schrauben mit dem Mittelelement verbunden, um einen dünnen Spalt (≈10 mm) zur Positionierung und Fixierung der dazwischen liegenden Glasplatten zu schaffen. Tatsächlich wurde eine Silikonfüllung (3 mm dick) verwendet, um die Glas- und Stahlelemente linienförmig zu verbinden. Die Dicke der getemperten Glasscheiben (5 mm) wurde schließlich durch OMA-Vibrationsexperimente vor Ort und dynamische Identifizierung von Strukturparametern bestätigt (siehe Abschnitt 5).

3.3. Betriebsbedingungen

Das CID-Museum (und die Glas-Stahl-Fassade an der Südseite des Gebäudes) ist seit seiner ursprünglichen Errichtung umweltbedingten und vom Menschen verursachten Gestaltungseinflüssen ausgesetzt. Für das Glassystem können im normalen Betriebszustand verschiedene Schwingungsquellen festgestellt werden. Tatsächlich liegt das Gebäude ganz in der Nähe einer aktiven Industrieanlage und dem täglichen starken Verkehr von Lastkraftwagen und Autos. Darüber hinaus verläuft parallel zum Gebäude in einem Abstand von nur wenigen Metern eine Eisenbahnstrecke (Triest-Venezia-Schienennetz). Schließlich ist die Glasfassade Gegenstand von Windbelastungen und Böen sowie recht häufigen Vogelschlägen (Abbildung 5), was die Notwendigkeit zusätzlicher detaillierter Untersuchungen nahelegt.

Typische Unfallereignisse für die untersuchte Fassade sind durch den Angriff von Fasanen (Phasianus colchicus) wie in Abbildung 6(a) oder Tauben (Columba livia) wie in Abbildung 6(b) gekennzeichnet. Der erste Weichkörper-Impaktortyp (im Folgenden „B#1“) zeichnet sich durch eine durchschnittliche Masse M1 = 1,3 kg (für Frauen und bis zu 1,8 kg für Männer) mit einer maximalen Fluggeschwindigkeit v1, max = aus 20 m/s [41]. Der zweite Impaktortyp „B#2“ zeichnet sich durch eine relativ geringe Größe mit M2 = 0,25–0,38 kg und v2, max = 40 m/s als Höchstgeschwindigkeit aus [42]. Gemäß Gleichung (1) ist die untersuchte Fassade somit potenziell den in Tabelle 2 (Grenzwerte) zusammengefassten Stoßbedingungen ausgesetzt. In der vorliegenden Studie konzentrierte sich die Aufmerksamkeit hauptsächlich auf den Impaktor B#1 mit 1,3 kg Masse und B#2 mit 0,38 kg Masse, basierend auch auf Feldbeobachtungen (d. h. Abbildung 5).

Tabelle 2 Zusammenfassung der Vogelschlag-Einschlagsmerkmale für die vorliegende Studie mit der maximal erwarteten Aufprallenergie (basierend auf Gleichung (1)).

3.4. Referenzglasstärke

Das untersuchte Fassadensystem zeichnet sich durch die Verwendung von getemperten monolithischen Glasscheiben (5 mm Dicke) aus, die zum Zeitpunkt der Planung und Konstruktion nicht dafür ausgelegt waren, eine bestimmte Tragfähigkeit gegenüber unfallbedingten Ereignissen zu bieten. Tatsächlich ist eine solche Bedingung aus Sicherheitsgründen ein großes Problem, da getempertes monolithisches Glas nicht in der Lage ist, angemessene Sicherheitsniveaus wie LG zu bieten [5, 43].

Bestehende Vorschriften und Konstruktionsnormen schreiben tatsächlich vor, dass jede Art von Störfallzustand ordnungsgemäß hinsichtlich Spannungsspitzen und Widerstandsfähigkeit sowie Verformungsgrenzen und Restkapazität nach einem Ausfall überprüft werden sollte [43]. Insbesondere im Hinblick auf den Widerstandsnachweis stellen Stoßereignisse eine kritische Bedingung für monolithische Glasscheiben dar, da diese die Vorteile der Verbundzwischenschichten und deren zusätzliche Plastizität und Dissipation nicht nutzen können. Eigentlich sollte die Bemessungszugfestigkeit von getempertem Floatglas unter konventionellen Belastungen wie folgt berechnet werden [43]:

mit fg; k = 45 MPa; kmod abhängig von der Ladezeit (1 für Momentanlasten); RM = 1 für getempertes Glas zweiter Klasse; γM = 2,5 für getempertes Glas. Gemäß [43] wird angenommen, dass ked = 1 und λgl = ist, wenn die Widerstandsprüfung in einem Abstand d von den Glaskanten durchgeführt wird, der mindestens gleich (oder größer) als 5 s ist (wobei s die Glasdicke ist). 1. Weiterhin ist ksf = 1 für Floatglas. Schließlich liegt λgA zwischen 0,75 und 1, um die Fläche des Glases unter maximaler Belastung und die statistisch höhere Wahrscheinlichkeit des Vorhandenseins von Defekten im Glas zu berücksichtigen.

Der Widerstandsnachweis wird geprüft, wenn die gegebene Bemessungseinwirkung zu maximalen Spannungen führt (aufgrund der i-ten vergrößerten Bemessungseinwirkung Ed, inklusive Teilsicherheitsbeiwert) bis zu:

Für außergewöhnliche Bemessungslasten verlangen technische Dokumente wie [43] außerdem, dass „zur Bestimmung von Lasten, die durch außergewöhnliche Einwirkungen wie Feuer, Stöße und Explosionen verursacht werden, auf die Angaben in nationalen technischen Normen zurückgegriffen werden kann.“

Für spezifische Untersuchungen von Glas unter Stoß- und Impulseinwirkungen kann der dynamische Erhöhungsfaktor (DIF) als Ersatz für die quasistatische charakteristische Materialfestigkeit (siehe auch Abbildung 7 und [6, 44]) und somit als zu erfüllende Grenzbedingung (mit) herangezogen werden Entwurfsmaßnahmen Ed bei ihrem charakteristischen Wert) ist gegeben durch:

Monolithische Schalenabschnitte (S4R-Typ), die auf derselben xy-Ebene liegen, wurden auch für Glasscheiben verwendet (Abbildung 8(c)), während die kontinuierliche Beschränkung von Oberfläche zu Oberfläche entlang der Kanten der Glasscheiben eingeführt wurde. Die freie Biegespanne der Glasscheiben wurde daher so festgelegt, dass sie mit ihrer freiliegenden Oberfläche übereinstimmt, während der 20 mm tiefe Bereich des im Rahmen eingebetteten Glases durch eine ideale starre Klemme vereinfacht wurde. Den Umfangskanten der Rahmenelemente wurden schließlich starre Knotengrenzen für translatorische (ux = 0, uy = 0, uz = 0) und rotatorische (rx = 0, ry = 0, rz = 0) Komponenten zugewiesen, um die Mechanik zu reproduzieren Befestigung einer kreisförmigen Metallstruktur am Betonhintergrund. Ein solches FE-Strukturmodell wurde für verschiedene Vogelschlagsimulationen verwendet, wie in Abbildung 8(d). Dabei wurden die Maschengröße und das Muster auf der Grundlage einer vorläufigen Empfindlichkeitsstudie kalibriert. Die endgültige Kantengröße der 4-Knoten-basierten Elemente ergab einen Durchschnitt von 0,03 m (0,01 m das Minimum und 0,06 m das Maximum), was insgesamt ≈21.000 Schalenelemente und ≈136.000 DOFs ergibt (Abbildung 8). Für die Zwecke der vorliegenden Studie wurde durch die parametrische Vogelschlaganalyse die strukturelle Dämpfung wie üblich bei Glassystemen unter Einwirkung oder Impulsereignissen außer Acht gelassen, da sie durch vernachlässigbare Schwankungen der maximalen Effekte aufgrund der ausgeübten mechanischen Belastungen gekennzeichnet ist [15, 18, 19]. , 47, 48].

Die mechanische Charakterisierung von Materialien basierte auf Literaturbemühungen, daher wurde ein idealisiertes elastisch-plastisches Stoffgesetz für Stahl verwendet (Es = 210 GPa der Elastizitätsmodul, νs = 0,3 die Poissonzahl, ρs = 7800 kg/m3 seine Dichte, mit Fließgrenze σy, s = 235 MPa) und Dehnungsrateneffekte wurden außer Acht gelassen.

Für Glas wurde die Materialoption „Sprödrissbildung“ berücksichtigt, basierend auf einem Rankine-Schadensmodell. Insbesondere wurden die Eingabeparameter auf Eg = 70 GPa, νg = 0,23, ρg = 2490 kg/m3 eingestellt [43, 49]. Bezüglich der Schadensentwicklung und -ausbreitung unter Spannung wurde die Bruchenergie Gf = 3 J/m2 aus [50, 51] mit relevanten Eingabematerialeigenschaften angenommen, um mögliche Glasbrüche zu berücksichtigen (Unteroptionen „spröde Scherung“ und „sprödes Versagen“) ), während die Zugfestigkeit beim Biegen gleich fg: k = 45 MPa [43, 49] wie für getempertes Glas unter quasistatischen Belastungen (Abschnitt 3.4) festgelegt wurde. Literaturstudien zum DIF-Trend für die Zugfestigkeit unter Aufprall und allgemein als Funktion der Dehnungsgeschwindigkeit deuten tatsächlich auf einen eher begrenzten Anstieg für den Bereich der Dehnungsgeschwindigkeit hin, der Gegenstand der vorliegenden Untersuchung war [6, 44]. Ein quantitativer Vergleich zur Untermauerung dieser Annahme ist auch in Abbildung 7 dargestellt, in der der DIF für die Zugfestigkeit aus Literaturexperimenten als Funktion der ausgeübten Dehnungsrate angegeben ist. Diese Literaturwerte werden mit der durchschnittlichen und maximalen Dehnungsrate verglichen, die für die vorliegende Studie berechnet wurde (wie sie in der Nachbearbeitungsphase der numerischen FE-Ergebnisse erhalten wurde).

4.1. Modellmontage

Die hier vorgestellte numerische Studie wurde in ABAQUS/Explicit [26] unter Nutzung des konsolidierten CEL-Modellierungsansatzes durchgeführt. Literaturstudien haben gezeigt, dass Letzteres in der Lage ist, die Simulation des flüssigkeitsähnlichen Vogelverhaltens für Aufprallszenarien genauer zu unterstützen und die Analysestabilität zu verbessern [45, 46]. Genauer gesagt wurde das Eulersche Netz verwendet, um Vögel als Weichkörper-Impaktoren zu beschreiben, während das Struktursystem, das Gegenstand der Analyse war, durch die traditionelle Lagrange-FE-Formulierung diskretisiert wurde. Auf diese Weise wurden die am Fluid-Struktur-Wechselwirkungsproblem beteiligten Aufprallkräfte effizient auf die Zielstrukturkomponenten (für die Analyse traditioneller Leistungsindikatoren) übertragen, basierend auf dem Euler-Lagrange-Strafe-basierten Kontaktalgorithmus. Darüber hinaus wurde die Option des beweglichen Eulerschen Netzes verwendet, um den hohen Rechenaufwand zu bewahren.

4.2. Strukturmodell

Das Strukturmodell wurde in verschiedenen Verfahrensschritten entwickelt, um seine Genauigkeit und seinen Rechenaufwand zu optimieren. Zunächst wurden in der vorläufigen Analyse für Rahmenkomponenten massive Ziegelelemente mit tatsächlichen geometrischen Merkmalen wie in Abbildung 4 verwendet. Nach der Bewertung der Vibrationsfrequenz und des statischen Biegeaufbaus wurde die endgültige FE-Baugruppe optimiert und bestand aus homogenen Schalenelementen (S4R-Typ). ist in der Lage, die in Abbildung 2(b) schematisch dargestellten geometrischen Merkmale sowohl für Glas- als auch für Stahlkomponenten zu reproduzieren. Das schematische Detail der Diskretisierung ist in Abbildung 8(a) dargestellt. Für die Rahmenelemente mit dem Querschnitt wie in Abbildung 8(a) wurde tatsächlich ein Satz vollständiger Vollprofile aus homogenen Schalenelementen (Typ S4R) mit Dickenversatz verwendet. Der Satz von Schalenelementen wurde mit der Mittelachse im globalen xy-Koordinatensystem der FE-Baugruppe entworfen, siehe Abbildung 8(b).

4.3. CEL-Vogelmodell

Mehreren Literaturstudien zufolge wurde ein zylindrisches Volumen mit halbkugelförmigen Enden wie in Abbildung 9(a) berücksichtigt. Der Zylinder wurde als skalierte Form aus der herkömmlichen Größe in Abbildung 9(a) abgeleitet, wobei die angegebenen Abmessungen für einen 1,81 kg schweren Vogel gelten (FAR 25 Vogelschlaganforderungen für „Schadenstoleranz und Ermüdungsbewertung der Struktur“ in Flugzeugen). [45, 52]). Dabei wurde das Verhältnis von Länge zu Radius auf 2:1 festgelegt und der Referenzdurchmesser D für die Impaktortypen B#1 und B2# wurde wie folgt definiert:

wobei M die Gesamtmasse des aufprallenden Vogels und ρ seine Dichte ist.

Um verschiedene Aufprallkonfigurationen von technischem Interesse für die derzeit untersuchte Glas-Stahl-Fassade zu reproduzieren, wurde angenommen, dass das zylindrische Volumen senkrecht auf die Glasfassade trifft, wie in Abbildung 9(b), sodass der Aufprallwinkel α = 90° festgehalten wurde. Darüber hinaus wurde darauf geachtet, dass die Zielglasfläche für den Aufprall von Vogelkörpern immer mit der Außenseite der Fassade übereinstimmte, wie in der Realität. Für jede der untersuchten Einschlagbedingungen wurde der CEL-Instanz eine anfängliche Translationsgeschwindigkeit (mit auferlegtem Geschwindigkeitsvektor parallel zur Z-Achse der FE-Anordnung) zugewiesen (Abbildung 9(b)) und die Auswirkung des Aufpralls auf die Fassade mit untersucht Unterstützung des zwischengeschalteten, auf allgemeinen Strafen basierenden Kontaktalgorithmus der ABAQUS/Explicit-Bibliothek.

Für jede Aufprallkonfiguration wurde Vogelmaterial durch ein äquivalentes Wasservolumen ersetzt, da Vögel größtenteils aus in den Knochen und Ausfallschritten eingeschlossenem Wasser und Luft bestehen [45]. Zu diesem Zweck wurde, wie für den CEL-Ansatz üblich, ein kubisches Volumen aus Eulerschen Elementen (Typ EC3D8R) erstellt, um die Vogelinstanz einzubetten (Abbildung 9(b)). Das Volumen (0,5 × 0,5 × 0,5 m3) und die Gittergröße für Euler-Elemente wurden so festgelegt, dass der Verlust des eingebetteten CEL-Vogelkörpers nach dem Aufprall und in der dynamischen Phase der Simulation vermieden wird. Insgesamt wurden 100.000 Elemente zur Diskretisierung verwendet. Darüber hinaus wurden kalibrierte Wasserparameter zur Materialcharakterisierung aus [45, 46] entnommen. Der wichtigste Aspekt bei solchen hydrodynamischen Problemen besteht darin, dass die Volumenfestigkeit und der Druck des Materials empfindlich vom Dichteverhältnis abhängen. Das Verhältnis von Druck zu Dichte ergibt sich aus:

Dabei ist ρ0 die Referenzmaterialdichte, Γ0 und sf Materialkonstanten, c0 die Schallgeschwindigkeit im Material und Em die innere Energie pro Masseneinheit, während = (1 − ρ0/ρ) den nominellen volumetrischen Druck darstellt Dehnung, wobei ρ die aktuelle Materialdichte ist. In der vorliegenden Studie wurde die Mie-Grüneisen-Zustandsgleichung (EOS) aus der ABAQUS-Bibliothek verwendet, um hydrodynamische Materialeffekte für Vogelkörper unter Einwirkung zu berücksichtigen. Die vier erforderlichen Eingabeparameter für Us-Up EOS, also die linear reduzierte Hugoniot-Form der Gleichung (6), wurden wie in [2, 45, 52–54] vorgeschlagen eingestellt, mit c0 = 1480 m/s, sf = 0 und Γ0 = 0. Abschließend wurde die Materialdichte auf ρ0 = 938 kg/m3 eingestellt. Für Wasser wurde auch die dynamische Newtonsche Viskosität berücksichtigt und auf 0,001 Ns/m2 festgelegt [55].

Die Validierung des Strukturmodells wurde durchgeführt, indem die Nachbearbeitung der experimentellen Ergebnisse von OMA-basierten Vibrationsmessungen vor Ort genutzt wurde, insbesondere im Hinblick auf die Erkennung von Vibrationsmodi und entsprechenden Vibrationsfrequenzen für das Stahl-Glas-System. Auf die Glas-Stahl-Fassade wurden dynamische Identifikationstechniken angewendet, die typischerweise für die Überwachung des strukturellen Zustands verwendet werden, um grundlegende dynamische Parameter abzuleiten, wie auch in Übereinstimmung mit früheren Studien zu Glassystemen [47, 56].

Für die Fassade wurden gleichzeitig zwei unterschiedliche MEMS-Sensoren unter zerstörungsfreier Zufallsanregung eingesetzt. Um den Einfluss von Instrumenten und Einstellungen auf die Vibrationsleistung solch schlanker Glaskomponenten zu minimieren, wurden Minigeräte verwendet (Abbildung 10(a)), die auf der Chipplatine IMU AHRS MPU6050, einem drahtlosen dreiachsigen Beschleunigungssensor (±16) basieren g sein Bereich, 0,005 g die Auflösung und 0,2–200 Hz die verfügbare Abtastrate). Die Größe jedes Sensors wurde in 36 × 36 mm gemessen, wobei die Dicke 15 mm und das Gewicht 20 Gramm betrug. Gemäß den in Tabelle 1 für Glasplatten angegebenen Größen- und Massenparametern wurde angenommen, dass die tatsächlichen Abmessungen und das tatsächliche Gewicht eines typischen MEMS-Sensors vernachlässigbare Auswirkungen auf strukturdynamische Aspekte haben (d. h. bis zu ≈5000 das Verhältnis des Gewichts der Platte P1 zum Sensor). ).

Bei allen OMA-Konfigurationen wurden die Sensoren auf der Innenseite der Fassade installiert. Genauer gesagt, siehe Abbildung 10(b), wurde einer der MEMS-Sensoren wie in der schematischen Zeichnung von Abbildung 10(b) in der Mitte des Pfostens befestigt, während der zweite MEMS-Sensor in der Mitte der charakterisierten Glasscheibe befestigt wurde nach Maximalgröße (P1, basierend auf Tabelle 1). Abbildung 10(c) zeigt ein Detail des lokalen Referenzsystems (x′, y′, z′) für Erfassungen von MEMS-Sensoren im Vergleich zum globalen Koordinatensystem, das für die FE-Baugruppe verwendet wird. Während der Experimente wurde die Abtastrate auf 200 Hz eingestellt und mehrere Aufzeichnungen wurden unter Umgebungsanregung (z. B. Lastwagen) und zufälligen Fingerschlägen gesammelt.

In Bezug auf die Vibrationsleistung des Systems zeigt Abbildung 11(a) die Beschleunigung außerhalb der Ebene in der Mitte von Panel P1, wenn es einem OMA-Test mit Fingeraufprall unterzogen wird. Soweit diese Beschleunigungen mit Aufzeichnungen im mittleren Bereich von Stahlpfosten verglichen werden (wie in der schematischen Zeichnung von Abbildung 6(b)), gibt es in Abbildung 11(a) Hinweise auf einen Lastübertragungseffekt von der P1-Glasscheibe ( direktem Stoßeinwirkung ausgesetzt) ​​an den Rahmen und anschließend an die anderen Glasbauteile der Fassade. Dies führt zu einer eher globalen Schwingungsleistung des Gesamtsystems.

In diesem Zusammenhang wurde für die Nachbearbeitung der experimentellen Aufzeichnungen und für die Ableitung der experimentellen Schwingungsfrequenzen des Systems eine wesentliche Unterstützung durch die in ABAQUS/Standard durchgeführte Modalanalyse für das in Abschnitt 4.2 beschriebene Struktursystem herangezogen.

Der resultierende Frequenzgang ist in Abbildung 11(b) schematisch dargestellt, mit Hinweisen auf experimentelle und numerische Schwingungsfrequenzen, während Abbildung 11(c) die Modalformen der niedrigen Schwingungsmoden zeigt. Wie gezeigt, wird die gesamte dynamische Reaktion im ersten Schwingungsmodus durch die Biegeverformung der Platte P1 bestimmt, die im Vergleich zu den anderen Strukturelementen recht flexibel ist. Außerdem werden die numerischen Vibrationsmodi des 2. und 3. Drittels in Abbildung 11 nur durch die Biegereaktion von Panel P1 beeinflusst. Eine zusammengesetzte Biegereaktion der gesamten Fassade kann nur für die 4. Mode oder höher gefunden werden.

In Abbildung 11(b) ist die allgemein gute Korrelation der experimentell und numerisch vorhergesagten Schwingungsfrequenzen der Struktur zu beachten, was die Gültigkeit des Strukturmodus für Aufprallanalysen bestätigt.

Bei der numerischen Untersuchung lag der Schwerpunkt auf der parametrischen Analyse in ABAQUS/Explicit der maximalen Effekte aufgrund verschiedener Einwirkungskonfigurationen, die für das Gebäudesystem der Fallstudie von Interesse sind. Besonderes Augenmerk wurde auf die lokale und globale strukturelle Reaktion der Fassade bei verschiedenen Einwirkungen gelegt, die sich durch unterschiedliche Aufprallpunkte oder Vogelgeschwindigkeiten und -massen auszeichnen, sowie auf die Effizienzbewertung möglicher Nachrüstungsmaßnahmen.

Insgesamt wurden die Einwirkungs- und Kontrollpunkte wie in Abbildung 12 definiert. Insbesondere:

(i) P1-1 und P2-1 wurden in der Mitte der Panels P1 bzw. P2 platziert,

(ii) P1-3, P1-5 (für P1) und P2-2 (für P2) wurden in der Mitte der Glaskanten angebracht (mit einem Abstand von 10 s = 50 mm von den Kanten),

(iii) P1-2 und P1-4 wurden schließlich in der Mitte der zuvor definierten Kontrollpunkte eingefügt.

6.1. Aufprallpunkt

Vogelkollisionen auf Glasscheiben für Luftfahrtanwendungen (z. B. Cockpitfenster von Flugzeugen) werden im Allgemeinen im Hinblick auf die Spannungs- und Dehnungsentwicklung in der Zielregion, einschließlich Druckeffekten, bewertet [30]. Maximale Effekte auf Strukturkomponenten werden in einem relativ kurzen Zeitintervall erreicht, typischerweise in der Größenordnung von wenigen Millisekunden, und während dieses Intervalls muss das Zielsystem die zugeführte Energie aufnehmen. Soweit der Vogelschlag verursacht wurde, wird die Schlagfestigkeit von Glaskomponenten für Bauanwendungen untersucht, da in der vorliegenden Studie in technischen Dokumenten und Standards für die Tragwerksplanung überprüft werden muss, ob die Festigkeitskapazität des Systems für Sicherheitszwecke geeignet ist Die Entwicklung der Zugspannung in Glas stellt einen primären Indikator von Interesse dar [18]. Zusätzliche Aufmerksamkeit kann aufgrund der Durchbiegung (und/oder Geschwindigkeit) von Glasscheiben außerhalb der Ebene (im Vergleich zu den zulässigen Durchbiegungsamplituden), aber auch durch die Spannungsentwicklung in Dichtungen und Verbindungen (um ein Versagen zu verhindern) und sogar durch Reaktionskräfte erforderlich sein dass das Glassystem/die Fassade auf das Hauptgebäude übertragen wird (zur Gestaltung der robusten Verbindungen).

Für die derzeit untersuchte Fassade unter dem B#1-Impaktor mit einer auferlegten Geschwindigkeit von 20 m/s wurde beispielsweise die Wirkung des Aufpralls im Allgemeinen wie in den Diagrammen von Abbildung 13 quantifiziert, mit maximalen Hauptspannungsspitzen von bis zu 42 MPa in der Mitte Glas (Ziel P1-1) und immer noch relativ hoch (36 MPa) für P1-2 und P1-4. Gleichzeitig wurde jedoch der Widerstandsnachweis von Metallrahmenelementen aufgrund ihrer typischen elastischen Reaktion und relativ kleinen Spannungsspitzen (im Vergleich zur Materialstreckgrenze), die durch die Parameterstudie erfasst wurden, außer Acht gelassen.

Insgesamt wurden Spannungsspitzen im zentralen Glasbereich in etwa 90–95 % der charakteristischen Zugfestigkeit für getempertes Glas quantifiziert, d. h. (d > 5 s):

mit DIF = 1 in der vorliegenden Studie, was die Anfälligkeit ähnlicher Systeme gegenüber versehentlichen Vogelschlägen bestätigt. Gemäß Gleichung (7) für die Kontrollpunkte im zentralen Teil von Glasscheiben (d > 5 s in Gleichung (2)) sollte den Kontrollpunkten in der Nähe der Glaskanten (d. h. P1-3 und P1) noch mehr Aufmerksamkeit geschenkt werden -5 in Abbildung 13), aufgrund der lokalen Wirkung steifer Rahmenelemente und der begrenzten Materialfestigkeit. Insbesondere für d < 5 s deuten Gleichung (2) und bestehende technische Regeln tatsächlich darauf hin, dass ked ⟶ 0,7 (für getempertes Glas); λGA ⟶ 0,75; λgl < 1 (abhängig von der Glasgröße und dem Belastungsmuster), wodurch der Referenzfestigkeitswert für Glas auf ≈−50 % reduziert wird und eine sorgfältige Abwägung des möglichen Bruchs erforderlich ist.

Interessant ist auch, dass die Vergleichsergebnisse in Abbildung 13 die Lokalisierung maximaler Auswirkungen aufgrund von Stößen in einem begrenzten Teil des Glases (dh dem Zielbereich) bestätigen, während in den anderen Bereichen der Fassade relativ kleinere Spannungsspitzen auftreten. Andererseits sollte die lokale dynamische Reaktion des Systems unter Berücksichtigung des globalen Verhaltens der Fassade als Ganzes berücksichtigt werden, mit einer detaillierten Analyse kleinerer dynamischer Effekte, die auf nicht exponierte Glasscheiben und Rahmenelemente übertragen werden. Ein solcher Befund kann anhand der Spannungsentwicklung an Kontrollpunkten in Abbildung 13 beobachtet werden, die nicht dem direkten Einfluss ausgesetzt sind.

Während die gesamte Fassade am globalen dynamischen Verhalten unter Aufprall beteiligt war, wurden für die Zielglasscheiben auch begrenzte Abweichungen aus der Ebene gemessen. Ein ausgewähltes Beispiel ist in Abbildung 14(a) für das P1-Panel (P1-1-Ziel) dargestellt. Unter Biegung wurden die maximalen Verschiebungen entlang der globalen z-Achse im Allgemeinen auf einen Bereich von maximal ≈8 mm für die Zielregion (d. h. ≈1/450 der Biegespanne) geschätzt, was für Zwecke der strukturellen Überprüfung nicht relevant ist. Darüber hinaus wurde bei den monolithischen Glasabschnitten unter dem Aufprall eine größtenteils symmetrische Reaktion beobachtet, wie auch durch die Messung der Dehnungswerte in der Ebene in Abbildung 14(b) deutlich wird. Im Innenbereich ist zu beachten, dass positive Dehnungswerte mit Zugspannungsspitzen für Glas verbunden sind, wie in Abbildung 13(a), und somit zu einem möglichen Glasbruch mit potenziell nach innen gerichteten Glassplittern und einem daraus resultierenden Risiko für Menschen. In diesem Zusammenhang ergab die Analyse der Energiebeiträge für die Fassade bei Vogelschlag einen großen Dehnungsenergieterm, der von Glaskomponenten gespeichert wird, die direkt vom Aufprall betroffen sind (P1-Paneel im vorliegenden Beispiel), und eher Nullenergieterme für den Rahmen bzw für die übrigen Glasscheiben (Abbildung 14(c)), was mit eher kleinen/vernachlässigbaren Spannungs- und Dehnungsspitzen in den Fassadenbauteilen, die keinem Einschlag ausgesetzt sind, übereinstimmt.

Schließlich sollte besonderes Augenmerk auf geometrische und mechanische Aspekte und deren Auswirkungen auf die Beurteilung von Vogelschlägen gelegt werden. In Abbildung 15(a) ist beispielsweise die schlaginduzierte Reaktion für den Zielpunkt P2-1 anhand der Spannungsentwicklung im Glas dargestellt. Zugspitzen in P2-1 wurden erneut in der Größenordnung von ≈95 % der Referenzmaterialfestigkeit gefunden, während Spannungsspitzen an den runden Glaskanten (P2-2-Kontrollpunkt) auf weniger als die Hälfte geschätzt wurden. Die Konturdiagramme in Abbildung 15(b) zeigen diesbezüglich ein klares Bild der Fassadenreaktion im ersten Moment nach dem Aufprall. Soweit die Fassade aufgrund von Stößen schwingt, siehe Abbildung 15(c), ist die Spannungsausbreitung auf alle anderen Glaskomponenten (und Stahlrahmenelemente) zu beachten. Andererseits wurden aufgrund des robusten Massivprofils der Stahlträger im Allgemeinen eher geringe Spannungsspitzen im Stahlrahmen gemessen, mit einer deutlich linearen elastischen Reaktion der Pfosten und Riegel.

6.2. Größe und Geschwindigkeit des Impaktors

Für die Fassade unter B#2-Aufprall (v = 40 m/s auferlegte Aufprallgeschwindigkeit) wurde eine qualitative dynamische Reaktion in enger Korrelation mit dem B#1-Aufbau beobachtet. Der Effekt einer verringerten Masse und Größe des Impaktors, aber einer relativ höheren Aufprallgeschwindigkeit, kann wie in Abbildung 16(a) anhand der Zugspannungsentwicklung im Zielbereich quantifiziert werden. Es ist erwähnenswert, dass auch der Trend der Geschwindigkeit außerhalb der Ebene in der Zielregion (Abbildung 16 (b)) ebenfalls mit den qualitativen Beobachtungen übereinstimmt. Der kleine Impaktor B#2 ist, wie gezeigt, mit einer verringerten Geschwindigkeitsspitze auf der Zielplatte und auch mit einer relativ kurzen Impulsdauer im Vergleich zu B#1 verbunden. Aufgrund der Weichkörpernatur von Vögeln ist es auch von Interesse zu beachten, dass die gemessenen Geschwindigkeitsspitzen im elastischen Biegestadium für das derzeit untersuchte System (≈2 m/s in der Zielregion) deutlich höher sind als die maximalen Geschwindigkeitsspitzen ( ≈0,75–1 m/s in der Zielregion), die experimentell beim Einsturz für traditionelle, 3 mm dicke monolithische Glasfenster ermittelt wurden, die in 60 s gebaut und einem harten Körper (Stahlkugel) ausgesetzt wurden [16].

Für die Bewertung der strukturellen Kapazität unter verschiedenen Unfallszenarien erwiesen sich daher Zugspannungsspitzen im Glas als primärer Leistungsindikator von Interesse für die Diagnostik. Hierzu wurde eine parametrische Analyse des untersuchten Systems unter einer Vielzahl von Aufprallbedingungen durchgeführt. Berücksichtigt wurden die zuvor definierten Impaktoren B#1 (1,3 kg) und B#2 (0,38 kg). Darüber hinaus wurde die Aufprallanalyse unter Angriff eines weiteren Vogeltyps (B#3), gekennzeichnet durch eine Gesamtmasse von 1,55 kg (Durchschnitt aus Tabelle 2), und eines herkömmlichen Zwillingsreifens (wie in Abbildung 1) durchgeführt.

Abbildung 17(a) zeigt die maximalen Spannungsspitzen in P1-1 für das Zielpaneel P1 unter den Auswirkungen verschiedener Aufprallkonfigurationen. Die Stärke des Referenzmaterials (mit DIF = 1) wird ebenfalls hervorgehoben und gibt Hinweise auf die Verwundbarkeit des untersuchten Systems. Sofern die eingetragene Aufprallenergie aus Gleichung (1) berücksichtigt wird, sind typische Trends von Spannungsspitzen im Glas in Abbildung 17(b) zu erkennen. Es lohnt sich daher, den quantitativen Vergleich und das Verhalten der Fassade bei Vogelschlag oder herkömmlichem Zwillingsreifenaufprall zu beachten (wie es für Glassysteme erforderlich wäre, die das Herausfallen von Insassen verhindern können). Aufgrund der relativ hohen Masse herkömmlicher Doppelreifen-Impaktoren für Fassadenprüfungen und -zertifizierungen kann festgestellt werden, dass eine relativ geringe Aufprallgeschwindigkeit (und damit Aufprallenergie aus Gleichung (1)) erforderlich ist, um kritische Spannungen und Versagen im Glas zu erreichen . Für die vorliegende Studie würden Vögel mit einer Masse von mehr als ≈1,5 kg und einer Durchschnittsgeschwindigkeit von mehr als ≈15 m/s zum Einsturz von Glasscheiben führen. Bei ähnlichen Systemen bei kleinen bis mittelgroßen Vögeln zeigt sich hingegen, dass die erreichten Maximalspannungen keinen Einfluss auf die strukturelle Stabilität und Integrität von Glasbauteilen haben.

6.3. Passive Vogelschlagminderung

Um die Auswirkungen eines solchen unbeabsichtigten Weichkörperaufpralls auf das historische System zu minimieren, könnte ein möglicher Nutzen aus dem Ersatz monolithischer Glasscheiben durch doppelte LG-Abschnitte gezogen werden [43]. Für die vorliegende Studie wurden die ursprünglichen monolithischen Glasplatten mit einer Dicke von s = 5 mm zahlenmäßig durch doppelte LG-Abschnitte mit einer Mindestdicke für tragende Anwendungen ersetzt (d. h. insgesamt s = 9,52 mm, wie aus der Verbindung einer 4 mm dicken Glasschicht und erhalten wurde). 1,52 mm dicke PVB-Zwischenschicht). Abbildung 18 zeigt ein schematisches Detail der Nachrüstung. Darüber hinaus wurde für die vorliegende Studie die Fugengröße (20 mm Breite und 3 mm Dicke) wie in der ursprünglichen Konfiguration beibehalten, um die Änderungen an Rahmenkomponenten und der Gesamtgestaltung der Fassade zu minimieren.

Alternativ kann die Entfernung und Nachrüstung der ursprünglichen Glaskomponenten durch externe Verstrebungssysteme gewährleistet werden, wie zum Beispiel einen Satz Stahlseile und ungebohrte mechanische Punktbefestigungen, die nur für Kontaktwechselwirkungen geeignet sind. In diesem Sinne lag der Fokus auf der Lösung „Kabel X“ in Abbildung 19(a), während das Beispiel in Abbildung 19(b) ein mögliches mechanisches Detail zeigt, das kein Glasbohren erfordert [56]. Durch den Einsatz externer Abspannseile kann der Ausbau historischer Komponenten vermieden, aber auch die ästhetische Beeinträchtigung der Baugruppe minimiert werden.

Im Hinblick auf die Leistungsanalyse und die vergleichende Diskussion der Ergebnisse kann der Einsatz von doppelten LG-Profilen als Ersatz für die vorhandenen Paneele eine Erhöhung des Widerstandsquerschnitts des Glases ermöglichen und so im Idealfall die zu erwartenden Spannungsspitzen in den Fassadenbauteilen minimieren. Außerdem würde sich die Gesamtmasse des Glases im Vergleich zu Tabelle 1 größtenteils verdoppeln (≈541 kg Glas anstelle von ≈308 kg, also +75 % des aktuellen Systems). Eine Änderung der Masse und Biegesteifigkeit von Glasbauteilen würde sich auch auf das gesamte dynamische Verhalten der Fassade auswirken.

Am wichtigsten ist, dass die LG-Fähigkeit beim Biegen eng mit der mechanischen Effizienz der Verbindungszwischenschichten und ihrer Empfindlichkeit gegenüber Umgebungsbedingungen, Temperatur, Feuchtigkeit und Zeit zusammenhängt [41].

In Abbildung 20 wird in diesem Sinne die Belastungsanalyse der aktuellen Fassadensituation mit einer möglichen LG-Streckensanierung verglichen. Die Aufmerksamkeit gilt einem LG-Abschnitt unter „Design“-Bedingungen, also einer recht effizienten Scherverbindung der Zwischenschicht („LG (Design)“-Diagramm), oder dem gleichen Verbundabschnitt nach Abbau der Bindungszwischenschicht („LGmin (langfristig)“) )“ Diagramm), wie es bei hohen Temperaturen oder über einen längeren Zeitraum zu erwarten ist. Wie gezeigt, können Spannungsspitzen in P1-1 (Abbildung 20(a)) und maximale Abweichungen außerhalb der Ebene (Abbildung 20(b)) bei Vogelschlag minimiert werden, indem die „LG (Design)“-Nachrüstung genutzt wird . Der Effekt der Zwischenschichtdegradation auf LG-Spannungen und -Verformungen ist jedoch nach wie vor ausschlaggebend für die globale positive Wirkung dieser Art von Nachrüstungseingriffen.

Daher deckt sich die Antwort „LG (langfristig)“ größtenteils mit der aktuellen Situation. Unter der Annahme, dass reversible Sanierungseingriffe mit minimaler ästhetischer Auswirkung insbesondere für historische Systeme möglicherweise bevorzugt werden sollten, fassen die Abbildungen 20(c) und 20(d) die Fassadenreaktion mit dem „Cable X“-Minderungssystem zusammen. Es ist anzumerken, dass die untersuchten Konfigurationen repräsentativ für mögliche Interventionsbeispiele sind, die hinsichtlich Größe und Detaillierung weiter optimiert werden sollten. Darüber hinaus ermöglicht die vergleichende Analyse, den potenziellen Nutzen von Minderungsoptionen zu untersuchen und zu quantifizieren. Wie aus Abbildung 20(c) ersichtlich ist, können maximale Spannungsspitzen unter der kritischsten Aufprallbedingung (P1-1) tatsächlich effizient für die vorhandenen Glasscheiben erhalten bleiben, und der Nachrüstungseingriff selbst kann aufgrund seiner Auswirkungen noch vorteilhafter sein Reversibilität.

Soweit die Effizienz des Kabelnachrüstungssystems unter verschiedenen Aufprallbedingungen untersucht wird, zeigt Abbildung 21 die Wirkung von Kabeln unter P1-1-Ziel und variabler Geschwindigkeit/Energie bei beiden Arten möglicher Nachrüstungseingriffe. Es lässt sich feststellen, dass die Spannkabel eine relativ hohe Abschwächungskapazität für die Glasscheiben bei unterschiedlichen Aufprallenergieamplituden bieten und somit als effiziente passive Abschwächungslösung fungieren können, die die Fassade vor dem Risiko eines unbeabsichtigten Bruchs schützen kann. Die Option „LG (Design)“ wäre effizienter, würde aber immer noch empfindlich auf die Verbindungseffizienz der Zwischenschichten („LG (langfristig)“) reagieren und sich stark auf historische Fassadenbauteile auswirken.

In dieser Arbeit wurde die Vogelschlagleistung von Glasfassaden mithilfe verfeinerter numerischer Finite-Elemente-Modelle (FE) auf der Grundlage der gekoppelten Euler-Lagrange-Modellierungstechnik (CEL) untersucht.

Die Analyse von Vogelschlägen und die Schadensvorhersage sind bekanntermaßen von besonderer Bedeutung für Anwendungen im Flugzeugbau, wo wichtige Flügelkomponenten von Rumpfkomponenten durch mögliche Kollisionen von Vögeln während der Flugphase beeinträchtigt werden können und zu schweren Strukturschäden an Flugzeugkomponenten führen können.

Im Baugewerbe, wo Glas hauptsächlich für tragende Bauteile und sogar für sekundäre oder nichttragende Bauteile verwendet wird, sollte dieser Art von Unfalleinwirkung besondere Aufmerksamkeit gewidmet werden. Dies ist insbesondere bei historischen/bestehenden Glasfassaden der Fall, die nicht speziell darauf ausgelegt sind, ein Mindestmaß an Widerstandsfähigkeit gegen gewöhnliche oder zufällige gestalterische Einwirkungen zu bieten.

Für die Zwecke der vorliegenden Studie konzentrierte sich die Aufmerksamkeit auf ein großes, kreisförmiges Glas-Stahl-System, das in den 60er Jahren in einem Museum gebaut wurde und tatsächlich durch versehentlichen Vogelschlag beeinträchtigt wurde. Die parametrische numerische Analyse zeigte, dass selbst Weichkörperimpaktoren mit eher begrenzter Masse und mittlerer Geschwindigkeit zu hohen Spannungsspitzen in Glaskomponenten führen können und somit einen möglicherweise kritischen Zustand darstellen, den es zu mildern gilt.

Darüber hinaus können durch die optimale Gestaltung von Sanierungsmaßnahmen die maximalen dynamischen Auswirkungen auf Glaskomponenten effizient minimiert und das potenzielle Risiko für Menschen verringert werden.

Die Daten, die die Forschungsstudie unterstützen, werden auf Anfrage weitergegeben.

Die Autoren erklären, dass kein Interessenkonflikt besteht.

Die Gemeinde Torviscosa (Italien), Arch. Michele Lazzara wird für die Unterstützung bei der experimentellen Analyse gedankt.