Leistung von Glas zu Eisen

Datum: 26. Juli 2022

Frühere Untersuchungen haben gezeigt, dass Glasträger mit externer, mechanischer Vorspannung entlang ihrer Kanten eine bessere strukturelle Leistung aufweisen als Glasträger ohne solche Verstärkung. Die Anfangs- und Nachbruchtragfähigkeit von Glasträgern kann erhöht werden, indem man sie mit Spanngliedern aus Edelstahl oder faserverstärktem Kunststoff (FRP) verstärkt, die vorgespannt und mit den Balkenkanten verbunden werden. Das Vorspannen von Stäben oder Bändern aus Edelstahl oder GFK ist jedoch komplex und herausfordernd, da hierfür häufig spezielle Vorrichtungen wie hydraulische Hebevorrichtungen erforderlich sind.

Formgedächtnislegierungen auf Eisenbasis (Fe-SMAs) sind aufgrund ihres effizienten Aktivierungsverfahrens und ihrer guten mechanischen Eigenschaften vielversprechende Vorspannmaterialien. Das gewünschte Vorspannungsniveau kann durch Erhitzen des Fe-SMA auf eine bestimmte Temperatur und anschließendes natürliches Abkühlen auf Umgebungstemperatur erreicht werden. Als Beitrag zur Beurteilung der Machbarkeit der Verstärkung von Glaselementen mit aufgeklebten Fe-SMA-Streifen konzentriert sich dieser Beitrag auf das Verbundverhalten von Glas-Fe-SMA-Überlappungsscherverbindungen anhand numerischer Untersuchungen. Es wird ein Finite-Elemente-Modell entwickelt, um den Einfluss der Klebstoffdicke, der Fe-SMA-Streifendicke und der Bindungslänge auf das Strukturverhalten von Glas-Fe-SMA-Überlappungsscherverbindungen zu bewerten.

In den letzten Jahrzehnten wurde Glas zunehmend für Strukturelemente wie Balken und Rippen verwendet. Die strukturelle Verwendung von Glas stellt eine Herausforderung dar, da es an Möglichkeiten zur Umverteilung von Spannungskonzentrationen mangelt, was zu spröden Versagensarten führt. Um die Sicherheitsanforderungen zu erfüllen, muss bei der Konstruktion mit Glas besonderes Augenmerk auf den Bruchzustand und den Zustand nach dem Bruch gelegt werden. Um diesen Herausforderungen zu begegnen, wird in den meisten Fällen Verbundsicherheitsglas eingesetzt. Allerdings ist die Tragfähigkeit von Verbundglas nach anfänglichem Glasbruch deutlich geringer als die Tragfähigkeit im intakten Zustand und führt zu Konstruktionsvorschriften, die einen grundsätzlich spröden Versagensmodus ohne Spannungsumverteilungen und strukturelle Duktilität berücksichtigen.

In den letzten Jahren wurden mehrere Konzepte für vorgespannte Glasträger entwickelt, um die Leistung von Glasträgern sowohl vor als auch nach Glasversagen zu verbessern. Als Verstärkungs- oder Vorspannelemente für Glasträger wurden Edelstahl (z. B. Firmo et al. 2020) und faserverstärkter Kunststoff (FRP) (z. B. Bedon und Louter 2016) verwendet, oft verbunden mit den Balkenkanten. Allerdings sind die Vorspannmethoden von Edelstahl und FRP in der Regel aufwendig, erfordern häufig spezielle Einrichtungen, wie z. B. hydraulische Hebevorrichtungen, zum Aufbringen der Spannung und erfordern daher eine komplexe und platzraubende Detaillierung an den Bauteilenden. Formgedächtnislegierungen auf Eisenbasis (Fe-SMAs) sind aufgrund ihres effizienten und relativ einfachen Aktivierungsverfahrens vielversprechende Vorspannmaterialien.

Das erforderliche Vorspannungsniveau kann durch Erhitzen des vorgespannten Fe-SMA auf eine bestimmte Zieltemperatur und anschließendes natürliches Abkühlen auf Umgebungstemperatur erreicht werden. Beispielsweise kann bei einer Aktivierungstemperatur von 160 °C eine ungefähre Vorspannung von 360 MPa erreicht werden (Wang et al. 2021). Der erfolgreiche Einsatz von Fe-SMAs zur Verstärkung von Beton- und Stahlkonstruktionen (z. B. Izadi et al. 2018) sowie seine Effizienz und relativ geringen Kosten (Hosseini et al. 2019) deuten darauf hin, dass Fe-SMA ein vielversprechender Kandidat für die Verstärkung sein könnte Strukturelemente aus Glas.

Allerdings würde die derzeit für Fe-SMA-Verstärkungssysteme verwendete mechanische Endverankerung (Hosseini et al. 2019) zu Spannungskonzentrationen in Glaselementen führen. Kürzlich haben die Autoren eine experimentelle Studie durchgeführt, die das große Potenzial der Klebebindung in Fe-SMA-Verstärkungssystemen zeigt. Für die Endverankerung der Fe-SMA-Spannglieder an Glaselementen gilt daher die Klebeverbindung als attraktivere Lösung.

Klebstoffe sind in der Regel die schwächsten und kritischsten Komponenten in Klebesystemen. Daher müssen zunächst Klebstoffe mit dem richtigen Verhalten für die Bindung von Fe-SMA an Glas identifiziert werden. Obwohl es verschiedene Studien zum Verhalten verschiedener Klebstoffe in Glas-Stahl- (z. B. Cupac et al. 2021) und Glas-FRP-Verbindungen (z. B. Cagnacci et al. 2021) gibt und die gewonnenen Erkenntnisse möglicherweise auf Glas-Fe-SMA-Verbindungen anwendbar sind Verbindungen müssen ebenfalls untersucht werden, um ihre Haftfestigkeit und -leistung zu beurteilen. Haftfestigkeits- und Fehleranalysen sind aufgrund der komplexen Materialeigenschaften und des Bindungsverhaltens komplizierte Aufgaben. Die auf kontinuumsmechanischen Ansätzen basierende Finite-Elemente-Methode (FE) ist eine typische Methode zur Analyse der Leistung von Klebeverbindungen.

Diese Methoden reagieren jedoch empfindlich auf die Elementgröße (Feih et al. 2005). Kohäsionszonenmodelle (CZM) sind in den letzten Jahren weit verbreitet und haben den Vorteil, dass sie den gesamten Debonding-Prozess (Risseinleitung und -ausbreitung) modellieren und unempfindlich gegenüber der Maschenweite sind. Zur Charakterisierung der Ablösung der Substrate in CZM werden typischerweise Traktions-Trennungs-Gesetze verwendet. Abhängig vom Belastungszustand des Klebstoffs können Schädigungskriterien für das Kohäsionszonenelement definiert werden. Das Risswachstum wird durch die Energiefreisetzungsrate (GI, GII und GIII) bestimmt.

In diesem Beitrag wurde das Kohäsionszonenmodell verwendet, um das Verhalten von Klebstoffen zu simulieren. Ein Finite-Elemente-Modell wurde entwickelt, um den Einfluss der Klebstoffdicke, der Fe-SMA-Streifendicke und der Bindungslänge auf das Strukturverhalten von Glas-Fe-SMA-Überlappungsscherverbindungen zu bewerten. Der Einfluss hoher Temperaturen (resultierend aus der Aktivierung des Fe-SMA) auf das mechanische Verhalten der Überlappungsgelenke wurde in unserem anderen Beitrag (Silvestru et al. 2022) experimentell untersucht, der nicht in diese Arbeit einbezogen wird.

Das Hauptziel dieses Beitrags besteht darin, ein Finite-Elemente-Modell einschließlich geeigneter Annahmen für die beteiligten Materialien vorzuschlagen, das die Untersuchung des Bindungsverhaltens der Glas-Fe-SMA-Überlappungsscherverbindungen ermöglicht. Hierzu sollten die Materialeigenschaften von Glas, Fe-SMA und Klebstoff richtig definiert werden. In diesem Abschnitt werden die Methoden zur Bestimmung der Materialeigenschaften von Fe-SMA und Klebstoffen vorgestellt.

2.1. Bestimmung der Materialeigenschaften für Fe-SMA

Der Elastizitätsmodul und die wahre Spannungs-Dehnungs-Beziehung des Fe-SMA wurden im FE-Modell definiert, um das elastisch-plastische Verhalten des Fe-SMA zu simulieren. Es wurden uniaxiale Zugversuche durchgeführt, um den Elastizitätsmodul und die Beziehung zwischen Nennspannung und Nenndehnung des vorgespannten Fe-SMA zu ermitteln. Die Prüfungen wurden weggesteuert mit einer Geschwindigkeit von 0,012 mm/s auf einer Zwick-Universalprüfmaschine durchgeführt. Die verwendete Prüflingsgeometrie ist in Abb. 1a dargestellt, während der Versuchsaufbau in Abb. 1b dargestellt ist.

Zur Messung der Verformungen der Probe während des Tests wurde ein DIC-System (Digital Image Correlation) verwendet. Basierend auf den mit zwei Kameras während der Prüfung aufgenommenen Fotos ermöglicht die Nachbearbeitung mit der Software VIC-3D 9 von Corlated Solutions, Inc. die Auswertung auftretender Verschiebungen zwischen ausgewählten Punkten auf der Probenoberfläche sowie Dehnungsfeldern. Die wahre Spannung und Dehnung wurden auf der Grundlage der erhaltenen Nennspannung und Nenndehnung mit den Gleichungen (1) und (2) berechnet:

In den Gleichungen (1) und (2) sind σtrue und εtrue die wahre Spannung bzw. die wahre Dehnung. σnom und εnom sind die Nennspannung bzw. die Nenndehnung. Für den untersuchten Fall wird die plastische Dehnung nach Gleichung (3) berechnet:

In Gleichung (3) ist εpl die plastische Dehnung und E der Elastizitätsmodul. Vier Proben wurden getestet und die Testergebnisse zeigten nahezu keine Abweichungen gemäß den Last-Verschiebungs-Kurven. Die Ergebnisse eines der Tests wurden in der Software VIC-3D 9 weiter analysiert, um die Dehnungswerte zu ermitteln, die für die Simulation des Fe-SMA erforderlich waren. Bei der Nachbearbeitung der Ergebnisse der DIC-Messungen wurden eine Teilmenge von 25 und eine Schrittgröße von 8 verwendet.

2.2. Bestimmung der Materialeigenschaften der Klebstoffe

Mit dem CZM wird das Verhalten des Klebstoffs simuliert. Die Grenzflächensteifigkeit (Knn und Kss in Öffnungs- bzw. Scherrichtung), die Trennfestigkeit (tn,0 und ts,0 in Zug- bzw. Scherrichtung) und die Energiefreisetzungsrate (GI und GII in Öffnungs- bzw. Scherrichtung). bzw.) müssen im CZM definiert werden. Die Grenzflächensteifigkeit wird verwendet, um die Spannungs-Trennungs-Beziehung des Klebstoffs vor einer Klebstoffschädigung zu beschreiben. Die Trennstärke und die Energiefreisetzungsrate bestimmen die Rissinitiierung bzw. -ausbreitung. Für die Grenzflächensteifigkeit kann ein Näherungswert angegeben werden, wenn keine experimentellen Daten verfügbar sind. Einige praktische Schätzungen sind Knn = E und Kss = G (Campilho et al. 2012) oder Knn = E / tkleber und Kss = G / tkleber (Xu und Wei 2013). Diese Schätzungen gelten jedoch nur, wenn der Klebstoff dünn ist.

Eine weitere Möglichkeit besteht darin, die kohäsiven Parameter mit der inversen Methode zu ermitteln (Banea et al. 2011), die aus einem iterativen Kurvenanpassungsverfahren besteht, um den Fehler zwischen experimentellen Ergebnissen und der FE-Simulation zu reduzieren. Nach bestem Wissen der Autoren liegen für die spezifischen Klebstoffe (SikaPower-1277, Araldite 2047-1 und 3M DP490) mit endlicher Dicke keine Daten zur Grenzflächensteifigkeit vor. Daher wurde die inverse Methode zur Bestimmung der Grenzflächensteifigkeit verwendet. Es basierte auf dem in Abschnitt 2.3 beschriebenen FE-Modell und den in diesem Abschnitt beschriebenen Überlappungsversuchen. Die zur Definition des CZM verwendeten Materialeigenschaften mit Ausnahme der Grenzflächensteifigkeit sind in Tabelle 1 aufgeführt.

Für die strukturelle Bindung von Fe-SMA an Glas wurden zwei Epoxidharze (SikaPower-1277 und 3M DP490) und ein Methacrylat (Araldite 2047-1) ausgewählt. Während SikaPower-1277 zuvor für die Verbindung von Fe-SMA mit Stahl untersucht wurde (Wang et al. 2021), zeigten die anderen beiden Klebstoffe eine gute Leistung für die Verbindung von Glas mit eloxiertem Aluminium (Belis et al. 2011). Unter Berücksichtigung der unterschiedlichen Wärmeausdehnungskoeffizienten von Glas, Fe-SMA und Klebstoff wurden zunächst Klebstoffe mit einer Dicke von 0,5 mm und 1,5 mm betrachtet. Um die Grenzflächensteifigkeit zu ermitteln, wurden die FE-Simulationsergebnisse mit den Ergebnissen des Überlappungsschertests verglichen. Der verwendete Versuchsaufbau und die Probenabmessungen sind in Abb. 2 dargestellt.

Einzelheiten zu den experimentellen Untersuchungen und den erzielten Ergebnissen finden sich bei Silvestru et al. (2022) und sind nicht Gegenstand dieses Beitrags. Insgesamt wurden 18 Proben für die drei Klebstoffe getestet, darunter zwei unterschiedliche Fugendicken pro Klebstoff, wie in Tabelle 2 dargestellt. Die experimentellen Ergebnisse (siehe Last-Verschiebungs-Kurven in Abb. 3) wurden mit den Ergebnissen der FE-Modelle verglichen ( beschrieben in Abschnitt 2.3). Die Annahmen für die Grenzflächensteifigkeit sind Knn = α x E und Kss = α x G. Der Wert von α wurde als Kalibrierungsfaktor verwendet und bestimmt, um ein akzeptables Maß an Übereinstimmung zwischen den experimentellen Ergebnissen und den FE-Simulationsergebnissen gemäß zu erhalten Iteratives Kurvenanpassungsverfahren. Die ermittelten Grenzflächensteifigkeiten sind in Tabelle 3 dargestellt, während die aus den Simulationen erhaltenen Last-Verschiebungs-Kurven zusammen mit den experimentellen Ergebnissen in Abb. 3 dargestellt sind.

Tabelle 1: Materialeigenschaften der als Eingangsdaten für die Simulationen verwendeten Klebstoffe

Tabelle 2: Klebstoffarten und -abmessungen für die im Zugscherversuch untersuchten Proben

Tabelle 3: Ermittelte Grenzflächensteifigkeiten für Verbindungen mit endlicher Klebstoffdicke

2.3. Finite-Elemente-Modell

In der kommerziellen Finite-Elemente-Software ABAQUS 2021 wurde ein 2D-Finite-Elemente-Modell entwickelt. Als Randbedingung wurden der Glasboden und die rechten Endflächen in vertikaler und horizontaler Richtung festgelegt. Ein Referenzpunkt wurde erstellt und durch Kopplung mit dem rechten Ende des Fe-SMA verbunden. Auf den Referenzpunkt wurde eine Verschiebung von 140 mm ausgeübt (groß genug, um sicherzustellen, dass die Probe bis zum Versagen belastet wurde). Die Reaktionskraft und die Verschiebung des Referenzpunkts wurden extrahiert, um die Leistung der Überlappungs-Scher-Verbindungen zu charakterisieren.

In Längsrichtung der Glasscheibe, des Klebers und des Fe-SMA-Streifens wurde eine allgemeine Maschenweite von 1 mm verwendet. In Dickenrichtung wurde ein Element dem Klebstoff und zwei Elemente dem Fe-SMA-Streifen und der Glasplatte zugeordnet. Das Netz und die Randbedingungen sind in Abb. 4 dargestellt. Der Elementtyp für die Glasscheibe und den Fe-SMA-Streifen ist CPS4I (4-Knoten-Bilinear-Ebenen-Spannungsviereck, inkompatible Modi). Zur Simulation des Klebeverhaltens wurden zweidimensionale kohäsive Elemente mit 4 Knoten (COH2D4) verwendet. Für die 2D-Modelle wurde eine quasistatische Analyse durchgeführt.

Für Glas wurde in den Simulationen ein linear-elastisches Materialverhalten mit einem Elastizitätsmodul von 70 GPa und einer Poissonzahl von 0,23 angenommen (Haldimann et al. 2008). Es wurde kein Versagenskriterium berücksichtigt

die Simulationen für Glas, da der Fokus auf dem Adhäsionsversagen lag, das bei den Zugscherversuchen dominant war. Die Spannung im Glas aus der Simulation wurde mit der Eigenfestigkeit von 45 MPa (Haldimann et al. 2008) verglichen, um zu überprüfen, ob vor dem Versagen des Klebers ein Glasversagen aufgetreten sein könnte.

In den Simulationen für das Fe-SMA wurde eine elastisch-plastische Materialbeziehung verwendet. Die Spannungs-Dehnungs-Beziehung wird aus dem in Abschnitt 2.1 besprochenen einachsigen Zugversuch ermittelt. Der Elastizitätsmodul beträgt 151,7 GPa und wird aus der nominalen Spannungs-Dehnungs-Beziehung bestimmt, bevor Fe-SMA eine Dehnung von 0,2 % erreicht. Die Poissonzahl wird mit 0,3 angenommen (Fritsch et al. 2019). Zur Charakterisierung des elastisch-plastischen Verhaltens der Fe-SMA wurden 34 Datenpunkte für die tatsächliche Spannung und Dehnung nach 0,2 % Dehnung bis zur maximalen Dehnung ausgewählt. Da bei den Überlappungsschertests kein Fe-SMA-Versagen auftrat, wurde kein Versagenskriterium für Fe-SMA definiert. Wenn die Fe-SMA-Dicke als sehr dünn angenommen wurde (0,5 mm), wurden die Spannung und Dehnung des Fe-SMA aus der Simulation mit den Werten aus dem einachsigen Zugversuch verglichen, um zu überprüfen, ob es vor dem Kleben zu einem Fe-SMA-Versagen gekommen sein könnte Versagen.

Das CZM wurde verwendet, um das Verhalten des Klebstoffs zu simulieren. Es wurde die dreieckige Traktions-Trennungs-Reaktion (Campilho et al. 2011) angenommen. Zur Regelung der Rissentstehung wurde das quadratische Spannungskriterium in Gleichung (4) verwendet. In Gleichung (4) sind tn und ts die normale bzw. Scherkontaktspannung. tn,max und ts,max sind die entsprechenden Spitzenwerte. Der Schaden beginnt und die Verringerung der Steifigkeit beginnt, wenn Gleichung (4) erfüllt ist. Zur Steuerung der Rissausbreitung wurde das Formbruchkriterium Benzeggagh-Kenane (BK) verwendet, das auf der dissipierten Bruchenergie basiert.

Um die Fähigkeit des vorgeschlagenen FE-Modells zur Simulation der Überlappungsscherverbindungen zu validieren, wurde das vorgeschlagene Modell zur Simulation der von Wang et al. experimentell untersuchten Überlappungsscherverbindungen zwischen Stahl und Fe-SMA verwendet. (2021). Die Tests an Stahl-Fe-SMA-Überlappungsscherverbindungen wurden mit demselben Aufbau durchgeführt, der in Abschnitt 2.2 beschrieben ist. Der Klebstoff Sikapower-1277 wurde in den Stärken 0,35 mm und 0,45 mm verwendet. Die für die Simulation der Überlappungsscherverbindungen zwischen Stahl und Fe-SMA definierte Grenzflächensteifigkeit wurde mit demselben Wert angenommen, der für SikaPower-1 277 mit einer Dicke von 0,5 mm in Tabelle 3 angegeben ist. Die anderen für das CZM erforderlichen Parameter wurden definiert gemäß Tabelle 1. Die aus der FE-Simulation ermittelte maximale Belastung beträgt 61 kN und stimmt in akzeptabler Übereinstimmung mit dem experimentell ermittelten Wert von 57 kN überein.

Es sollten die Auswirkungen der Klebstoffdicke, der Fe-SMA-Dicke und der Bindungslänge auf das Strukturverhalten der Glas-Fe-SMA-Überlappungsscherverbindungen untersucht werden, basierend auf den Abmessungen der in Abb. 2b gezeigten Überlappungstestproben In den Simulationen wurden zwei Klebstoffdicken (0,5 mm und 1,5 mm), drei Fe-SMA-Dicken (0,5 mm, 1,5 mm und 3 mm) und vier Klebelängen (50 mm, 100 mm, 150 mm und 300 mm) berücksichtigt . Die verschiedenen in der FE-Simulation berücksichtigten Proben mit ihren unterschiedlichen Abmessungen sind in Tabelle 4 aufgeführt.

Tabelle 4: Parametermatrix für die Finite-Elemente-Simulationen

3.1. Der Einfluss der Klebstoffdicke

Die Klebstoffdicke ist einer der Hauptfaktoren, die das Strukturverhalten von Stahl-Stahl-, Aluminium-Aluminium- und FVK-FVK-Verbindungen beeinflussen (Shah und Tarfaoui 2016). Dabei wurden zwei unterschiedliche Kleberstärken (0,5 mm und 1,5 mm) betrachtet und deren Einfluss auf die Tragfähigkeit der Verbindung und die maximale Verschiebung am belasteten Bandende bewertet. Die erhaltenen Last-Verschiebungs-Kurven sind in Abb. 5 dargestellt.

Bei den Proben mit 0,5 mm dicken Fe-SMA-Streifen hat eine Erhöhung der Kleberdicke keinen signifikanten Unterschied in den Ergebnissen. Aufgrund der geringeren Tragfähigkeit besteht eine hohe Wahrscheinlichkeit eines Fe-SMA-Versagens. Bei der Betrachtung von 1,5 mm und 3,0 mm dicken Fe-SMA-Streifen führt eine Erhöhung der Kleberdicke zu einer geringfügigen Erhöhung der Tragfähigkeit und der maximalen Verschiebung. Der Grund hierfür liegt darin, dass die dickeren Klebefugen eine größere Schubverschiebung ermöglichen. Bei den Proben mit Araldit 2047-1 ist der Anstieg der Tragfähigkeit und Verschiebung mit zunehmender Klebstoffdicke stärker ausgeprägt. Dies liegt daran, dass Araldite 2047-1 duktiler ist als die beiden anderen Klebstoffe; Somit ist eine stärkere Scherverschiebung möglich, zusammen mit der längeren effektiven Bindungslänge, die dieser Klebstoff aufweist.

3.2. Der Effekt der Fe-SMA-Dicke

Die aktuelle Produktionslinie für Fe-SMA-Bänder in der re-fer AG ist für Fe-SMA-Bänder mit einer Dicke von 1,5 mm ausgelegt (re-fer AG 2022). In Zukunft könnte dies jedoch auf andere Dicken ausgeweitet werden, wenn neue Anwendungen eine ausreichend hohe Nachfrage zeigen. In diesem Beitrag wurden drei Fe-SMA-Dicken (0,5 mm, 1,5 mm und 3,0 mm) berücksichtigt. Der Einfluss der Fe-SMA-Dicke auf die Tragfähigkeit und die maximale Verschiebung am belasteten Ende des Fe-SMA-Streifens wurde bewertet und verglichen, wie in den Last-Verschiebungs-Diagrammen in Abb. 5 dargestellt.

Die Tragfähigkeit nimmt mit zunehmender Fe-SMA-Dicke zu; allerdings nimmt die maximale Verdrängung ab. Die Spannung in dickeren Fe-SMA-Streifen ist bei gleicher Belastung geringer als in dünneren, was auch zu deutlich geringeren Dehnungen und damit implizit zu kleineren Gesamtverschiebungen führt. Gleichzeitig nimmt mit zunehmender Dicke des Fe-SMA-Streifens auch dessen Steifigkeit zu. Wenn der Fe-SMA-Klebstoff steifer wird und sich daher weniger verformt, sind die Spannungsspitzen am belasteten Klebeende der Klebeverbindung geringer und es können über einen längeren Bereich der Klebelänge höhere Spannungen im Klebstoff erreicht werden.

Dies führt zu einer höheren Tragfähigkeit, wie die Ergebnisse in Abb. 5 zeigen. Allerdings sollte man bedenken, dass durch eine weitere Erhöhung der Fe-SMA-Dicke die zunehmenden Schälspannungen, die aus der exzentrischen Ausrichtung der beiden Fügeteile resultieren, zu einer Begrenzung führen die Tragfähigkeit solcher Einzelüberlappungsverbindungen. Bei einer dünnen Fe-SMA-Dicke von 0,5 mm kann die Tragfähigkeit durch Fe-SMA-Versagen statt durch adhäsives Versagen begrenzt werden, wie die Simulationen mit SikaPower-1277 und Araldite 2047-1 zeigen.

3.3. Der Effekt der Bindungslänge

Bei der Aktivierung wird das Fe-SMA auf hohe Temperaturen von mindestens etwa 160 °C erhitzt. Da der Kleber ähnlich hohe Temperaturen erreicht, kann es zu Beschädigungen kommen. Daher sollte eine ausreichende effektive Bindungslänge während und nach der Aktivierung als Verankerungslänge gewährleistet sein. Für Proben mit 1,5 mm dicken Klebefugen wurden vier Verklebungslängen (50 mm, 100 mm, 150 mm und 300 mm) berücksichtigt. Die Ergebnisse werden als Last-Verschiebungs-Kurven in Abb. 6 dargestellt und verglichen. Die maximal erreichten Belastungen und insbesondere die Gesamtverschiebungen sind bei einer Bindungslänge von 50 mm eher gering.

Mit zunehmender Verklebungslänge von 50 mm auf 100 mm steigt bei allen drei Klebstoffen deutlich die Tragfähigkeit und die maximale Verdrängung. Bei einer Verklebungslänge über 100 mm erhöht sich die Belastbarkeit jedoch nur geringfügig, insbesondere bei 3M DP490. Dies liegt daran, dass 3M DP490 und auch Sikapower-1277 einerseits spröder sind als Araldite 2047-1. Andererseits könnten die damit verbundenen unterschiedlichen effektiven Bindungslängen ein Grund dafür sein.

In diesem Beitrag wurde ein Finite-Elemente-Modell mit dem Ziel entwickelt, den Einfluss der Klebstoffdicke, der Fe-SMA-Streifendicke und der Bindungslänge auf das Strukturverhalten von Glas-Fe-SMA-Überlappungs-Scherverbindungen mit unterschiedlichen Klebstoffen zu untersuchen. Die Modelle wurden mithilfe von Stahl-zu-Fe-SMA-Überlappungsschertests als Referenz validiert; Die FEM-Simulationen dienten somit dazu, das Verständnis der Versuchsergebnisse zu vertiefen und das Spektrum der untersuchten Parameter zu erweitern. Aus den Simulationsergebnissen lassen sich folgende Schlussfolgerungen ziehen:

Diese Forschung wurde von Innosuisse durch den Innovationscheck-Antrag Nr. 51447.1 INNO-ENG finanziell unterstützt.

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