Strukturelle Glassysteme unter Beschuss

Datum: 27. Februar 2023

Autor: Chiara Bedon

Wissenschaftlicher Herausgeber:Rafik Belarbi

Quelle: Hindawi – Fortschritte im Bauingenieurwesen | Band 2017 | Artikel-ID 2120570

DOI:https://doi.org/10.1155/2017/2120570

Architektonische Gestaltungskonzepte mit Glasträgern, Paneelen oder allgemein tragenden Elementen und Aussteifungen für Gebäude, Verkleidungen, Fenster und Trennwände werden im modernen Hochhausbau weitgehend berücksichtigt. Eine Vielzahl von Aspekten, darunter Motivationen im Zusammenhang mit Transparenz, Ästhetik, Beleuchtung und Energieeinsparung, steigerten zunehmend die Verwendung und das Interesse für solch ein noch recht innovatives Baumaterial. Im Vergleich zu anderen herkömmlichen Materialien für Gebäude zeichnet sich Standardglas jedoch typischerweise durch sprödes Verhalten und eine begrenzte Zugfestigkeit aus. Darüber hinaus sind die intrinsischen Eigenschaften von Glas sowie die typischerweise begrenzten Dicke-zu-Größen-Verhältnisse von Verglasungselementen oder die gegenseitige Wechselwirkung von Glaskomponenten mit angrenzenden Konstruktionselementen als Teil vollständiger Baugruppen, zu denen sie gehören (d. h. Befestigungssysteme, Dichtstoffe usw.), .) sowie die Kombination mechanischer und thermischer Phänomene machen Glaskonstruktionen äußerst anfällig. Insbesondere bei extremen Belastungen sind daher besondere sicherheitstechnische Gestaltungsregeln erforderlich. In diesem Übersichtsartikel wird der Stand der Technik zu feuergefährdeten Bauglassystemen vorgestellt. Dabei werden aktuelle Entwurfsmethoden und allgemeine Vorschriften ebenso berücksichtigt wie vorhandene Forschungsergebnisse – sowohl auf Material- als auch auf Montageebene –, die Aufschluss über aktuelle Herausforderungen, Fragestellungen und Entwicklungen geben.

Glas wird in Gebäuden größtenteils als Baumaterial verwendet, um traditionelle Strukturelemente aus Stahl, Aluminium, Holz und Beton zu ersetzen und/oder mit ihnen zu interagieren. Hauptanwendungen von Glas in Gebäuden hängen mit einer Vielzahl von Aspekten zusammen, darunter Ästhetik, Beleuchtung, Transparenz und Isolierungsmotivationen (siehe z. B. Abbildungen 1(a) und 1(b)).

Im Allgemeinen ist bekannt, dass sich Glas wie ein sprödes Material mit relativ hohem Druckwiderstand und begrenzter Zugfestigkeit verhält und daher in viele gefährliche Scherben zerspringt [1, 2]. In diesem Sinne sind ausfallsichere Konstruktionskonzepte sowohl unter normalen Belastungen als auch unter extremen Belastungsbedingungen zwingend erforderlich.

In diesem Zusammenhang haben sich in den letzten Jahren mehrere Forschungsstudien der Entwicklung und/oder Bewertung spezifischer Designvorschriften und neuartiger Designkonzepte für strukturelle Glassysteme gewidmet, einschließlich erweiterter experimenteller und numerischer Finite-Elemente-Untersuchungen (FE) im Zusammenhang mit Verbindungen und Verbundwerkstoffen Baugruppen und Hybridsysteme [3–6].

Besondere Sorgfalt wurde auch auf die Analyse und Konstruktion von Verglasungssystemen unter extremen Belastungen wie Explosionsereignissen [7–9], seismischen Belastungen [10–13], Naturgefahren und klimatischen Belastungen [14, 15] sowie Feuer [16] gelegt , 17] und Auswirkungen [18–20].

Insbesondere bei Brandunfällen sollten nämlich besondere erhöhte Sicherheitsniveaus gewährleistet werden, um eine Evakuierung von Gebäuden zu ermöglichen (Abbildungen 1(c) und 1(d)).

Im Gesamtbrandverhalten eines gegebenen Glaskonstruktionssystems vereinen sich jedoch mehrere Aspekte, wie z. B. das typische Sprödigkeitsverhalten des Materials, die hohe Empfindlichkeit seiner mechanischen Eigenschaften gegenüber der Temperatur, die hohe Empfindlichkeit des Brandverhaltens gegenüber geometrischen Merkmalen, dem Glastyp usw die gegenseitigen Wechselwirkungen zwischen allen Systemkomponenten (dh der strukturellen Glasgruppe einschließlich Trägern und Bauteilen).

Als besonderes Problem von Glassystemen lässt sich ihr Brandverhalten darüber hinaus nicht analytisch ableiten, sondern erfordert Schätzungen von Brandtests. Eine fortgeschrittene FE-Modellierung könnte in dieser Hinsicht eine sinnvolle Alternative zu zeit- und kostenaufwändigen Experimenten darstellen. Die Hauptprobleme bei der FE-Analyse von strukturellen Glaselementen unter Brand ergeben sich jedoch aus dem derzeitigen Mangel an standardisierten Richtlinien und allgemeinen Regeln, die zuverlässige Ergebnisse liefern können [21], sowie aus dem Mangel an gut etablierten mechanischen und thermischen Eigenschaften der verwendeten Materialien. Darüber hinaus sind die Bemühungen in der FE-Literatur zum Brandverhalten von Strukturglassystemen sehr begrenzt (siehe z. B. [22]).

In diesem Artikel wird ein Überblick über die experimentelle Forschung zu strukturellen Glassystemen unter Feuer vorgeschlagen. Abschnitt 2 gibt zunächst einen kurzen Überblick über Tragwerksentwurfskonzepte und -anforderungen. In Abschnitt 3 werden die mechanischen und thermischen Eigenschaften von Standardglas bei hohen Temperaturen beschrieben. Dabei werden mehrere Ergebnisse aus Literaturquellen sowie relativ neue feuerbeständige (FR) Glaslösungen, die für spezielle Anwendungen auf dem Markt erhältlich sind, belegt. Insbesondere Materialeigenschaften, die wichtige Eingangsparameter für die Tragwerksplanung darstellen, werden sorgfältig berücksichtigt. In den Abschnitten 4 und 5 wird abschließend eine Zusammenfassung der bestehenden experimentellen Forschung im Zusammenhang mit dem Brandverhalten von Glas bei hohen Temperaturen gegeben, einschließlich Materialeigenschaften (Abschnitt 4) und struktureller Glassysteme (Abschnitt 5), wie Fußböden und Decken, Balken, Fassaden und Fenster und über Schutzfolien nachrüstbare Verglasungssysteme.

2.1. Strukturelle Glassysteme unter normalen Belastungen

Im Vergleich zu herkömmlichen Materialien, die in Bauwerken zum Einsatz kommen, sind ihre intrinsischen Eigenschaften einer der Hauptfaktoren, die die Gestaltung und Überprüfung von strukturellen Glaselementen beeinflussen. Selbst ohne Verschulden des Planers kann ein bestimmtes Glasbauelement im Laufe seiner Lebensdauer tatsächlich unerwartet brechen [1]. Was auch immer der Grund sein mag, die strukturelle Integrität der Gesamtbaugruppe, zu der sie gehört, darf nicht beeinträchtigt werden. Gemäß dem allgemeinen Entwurfskonzept der EN 1990:2002 [23] sollten sowohl der Grenzzustand der Tragfähigkeit (ULS) als auch der Grenzzustand der Gebrauchsdauer (SLS) ordnungsgemäß überprüft werden.

Der ULS-Widerstandsnachweis soll die statische Sicherheit eines tragenden Glaselements erfüllen [1, 2]. Eine solche Sicherheitsbewertung wird im Allgemeinen durchgeführt, indem die maximalen Hauptspannungen, die bei relevanten Lastkombinationen erreicht werden, so begrenzt werden, dass sie den Auslegungswiderstand von Glas nicht überschreiten. Mehrere Aspekte können jedoch den Designwert des Glaswiderstands beeinflussen (siehe z. B. [1, 2]), der als Funktion des Glastyps, der Belastung (dh in der Ebene und außerhalb der Ebene) und der Belastung definiert wird Zeit (d. h. augenblicklich, permanent usw.), Kanteneffekte und -behandlungen, Glasoberflächenbehandlungen, Profil usw. In Europa haben gemäß den Empfehlungen von [2, 24] mehrere nationale Vorschriften dieselben Designbestimmungen übernommen (siehe z. B , [25–27]). In den US-Vorschriften finden sich unterschiedliche Ansätze, weitere Probleme ergeben sich jedoch auch aus einer Kombination von Effekten aufgrund mehrerer Designmaßnahmen (siehe z. B. [28]).

Der SLS-Nachweis zielt auf die Begrenzung von Durchbiegungen ab. Die Referenzgrenzwerte für solche Verformungen hängen im Wesentlichen von den konkreten Anwendungsfällen bzw. Auflagerbedingungen ab. Wie auch bei den Vorgaben zur ULS-Auslegung finden sich in den Normen unterschiedliche SLS-Grenzverformungswerte. Eine weitere Konstruktionsbedingung, die ordnungsgemäß überprüft werden sollte (siehe z. B. die CNR-Richtlinien [29]), ist dann dem sogenannten Kollapsgrenzzustand (CLS) zugeordnet. Bei einem zu überprüfenden strukturellen Glassystem sind zur Sicherstellung einer angemessenen Redundanz im Falle eines unbeabsichtigten Bruchs auch die verbleibende CLS-Widerstandsfähigkeit und die maximalen Verformungen des teilweise beschädigten Systems erforderlich.

2.2. Strukturelle Glassysteme unter Brandlast

Die Brandbelastung stellt sowohl für Glassysteme als auch für Konstruktionen im Allgemeinen eine extreme Belastungskonfiguration dar. Daher sollten spezifische Bestimmungen berücksichtigt werden, um angemessene Leistungsniveaus sicherzustellen.

Bei einem feuergefährdeten Verglasungssystem wird dessen Brandverhalten gemäß den bestehenden Normen (siehe z. B. die Vorschriften EN 13501-2 [30]) im Allgemeinen auf der Grundlage von drei Klassifizierungsstufen definiert:

(a) Integrität (Klassifizierung „E“): Glas verhindert den Durchtritt von Flammen, Rauch und heißen Gasen. Das Feuer bleibt eingedämmt; (b) Strahlungsbegrenzung („EW“): Glas begrenzt die durch das Glas hindurchtretende Wärmemenge auf die zu schützende Seite; (c) Wärmedämmung („EI“): die durchschnittliche Temperatur von Glas auf der geschützten Seite bleibt die Temperatur unter 140°C; Dadurch kann das Risiko einer Selbstentzündung freiliegender Materialien (aufgrund von Strahlung oder Konvektion) minimiert werden und Gebäude können sicher und ruhig evakuiert werden.

Die oben genannten FR-Referenzkriterien können nur auf der Grundlage von Brandversuchen ermittelt werden, und typische FR-Bewertungsklassen sind mit einer Leistungsdauer von 30, 60 oder 120 Minuten verbunden. Relevante in Europa verwendete Normen sind beispielsweise das Dokument EN 1363-1 [31], das FR-Prüfanforderungen und -methoden bereitstellt; EN 1364-1 [32], für nicht tragende Elemente und Wände; und EN 1634 [33] für Türen und Fensterläden. Böden und Dächer sollten tatsächlich gemäß den Vorschriften der EN 1365-2 [34] geprüft und dann gemäß den Bestimmungen der EN 13501-2 klassifiziert werden.

Zusätzlich zu den EU-Bestimmungen enthält der Standard des American Underwriters Laboratory [35] eine weitere Anforderung; Das heißt, ein bestimmtes FR-Verglasungssystem sollte in der Lage sein, dem sogenannten „Hose-Stream-Test“ standzuhalten, bei dem die Fähigkeit des Systems bewertet wird, intakt zu bleiben, nachdem ein Wasserstrahl auf seine Oberfläche gestrahlt wurde, wenn es Feuer ausgesetzt war [36]. ].

Im Vergleich zu anderen extremen Belastungsbedingungen, die während der Lebensdauer eines bestimmten Structural-Glazing-Systems auftreten können, liegt das Hauptproblem bei FR-Glassystemen in der Reaktion des Glases auf Temperaturschwankungen. Herkömmliches Glas für den Einsatz in Gebäuden (Abschnitt 3) bietet tatsächlich in der Regel nur eine begrenzte Widerstandsfähigkeit, wenn es Feuer ausgesetzt wird, und zersplittert in der Regel innerhalb von Minuten, was zu sogenannten thermischen Bruchphänomenen führt (Abschnitt 4). Eine Wärmebehandlung kann eine etwas längere Beständigkeit bieten, diese Verbesserung könnte jedoch nicht deutlich genug sein. Spezielle Glastypen, die üblicherweise als „FR-Gläser“ oder „Brandschutzgläser“ bezeichnet werden, sind tatsächlich für bestimmte Anwendungen auf dem Markt erhältlich (Abschnitt 3.3). Einerseits haben frühere experimentelle Untersuchungen neben dem allgemeinen Brandverhalten von Standardgläsern gezeigt, dass gewöhnliche Glassysteme auch ein interessantes Brandverhalten bieten können (Abschnitt 5). Allerdings sollten rein thermische Effekte in Kombination mit zusätzlichen mechanischen Belastungen, die auf ein bestimmtes Strukturglassystem zur Überprüfung einwirken, dessen Gesamtleistung erheblich beeinträchtigen und daher experimentelle Tests und detaillierte Untersuchungen auf Materialebene sowie auf Komponenten- und Baugruppenebene erfordern.

3.1. Chemische und physikalische Eigenschaften bei Raumtemperatur

Die meisten Glaslösungen in bestehenden oder neuen Gebäuden werden durch den Einsatz von Natron-Kalk-Silikat-Glas (SLS) realisiert. Spezielle und in ihrer Anzahl begrenzte Anwendungen, bei denen ein zertifiziertes Maß an Feuer- und Hitzebeständigkeit erforderlich ist, werden tatsächlich mit Borosilikatglas (BS) realisiert, da es eine bessere Leistung gegenüber Temperaturschwankungen bietet. Die Anwendungen von BS-Glas in Gebäuden sind in der Tat begrenzt, verglichen mit der großen Verwendung von SLS-Glas für tragende Elemente, Fenster usw. In Tabelle 1 sind die wichtigsten chemischen und physikalischen Eigenschaften der SLS- und BS-Glasarten bei Raumtemperatur aufgeführt. Dort werden auch Nennwerte für charakteristische Zug- und Druckwiderstände angegeben. Wie bekannt, sind tatsächlich mehrere SLS-Glasarten kommerziell erhältlich [1, 2], wobei getempertes (AN) Floatglas das Referenzbasismaterial darstellt.

Die Festigkeit von AN-Glas ist im Vergleich zu anderen Konstruktionsmaterialien typischerweise begrenzt, mit einem nominellen charakteristischen Zugwert von bis zu 45 MPa. Die mechanischen Eigenschaften von AN-Glas können dann durch thermische oder chemische Prozesse verbessert werden, was zu verstärkten (HS, mit 70 MPa der Nennzugfestigkeit) oder vollständig vorgespannten (FT, mit 120 MPa der Zugfestigkeit) Gläsern bzw. mit verbesserter Qualität führt Zugfestigkeit sowie vorteilhafte Auswirkungen, insbesondere hinsichtlich der Form und Größe der Scherben, im Falle eines versehentlichen Versagens aufgrund des anfänglichen Zustands von Eigenspannungen, die aus Verstärkungsprozessen resultieren. Der Übersichtlichkeit halber werden in Tabelle 1 nur Nominalwerte der mechanischen Materialeigenschaften aufgeführt.

Tabelle 1. Chemische und physikalische Eigenschaften von SLS- und BS-Glastypen (bei Raumtemperatur) gemäß [1]. - Tisch in voller Größe

Sofern die Übergangstemperatur Tg nicht überschritten wird, verhält sich Glas unter den zugeordneten Bemessungslasten linear elastisch. Bei einer zu verifizierenden Kombination gewöhnlicher Belastungen ermöglicht die in Tabelle 1 angegebene Kenntnis der elastischen mechanischen Eigenschaften und Widerstandswerte für SLS-Glas die Durchführung analytischer oder FE-Strukturanalysen.

Das Auftreten und die Ausbreitung von Rissen kann jedoch aufgrund möglicher thermischer Spannungen sogar vorzeitig erfolgen und erfordert daher einen typischen multidisziplinären Ansatz für ein solches Baumaterial. Thermoschocks, d. h. Risse aufgrund des Temperaturgradienten zwischen erhitzten und nicht erhitzten Glasbereichen sowie aufgrund des relativ niedrigen Wärmeausdehnungskoeffizienten von Glas, werden tatsächlich normalerweise erwartet, wenn der Temperaturgradient in der Größenordnung von 40 °C liegt für AN-Glas, bis zu 100 °C für HS-Glas und 200–250 °C für FT-Glas [1]. Eine große Anzahl von Forschungsstudien konzentrierte sich auf die Bewertung des thermischen Versagens von Glasfenstern, wobei einfache Glasscheiben, Doppelglaseinheiten und punktfixierte Systeme berücksichtigt wurden (Abschnitt 4).

3.2. Verbundsicherheitsglas und Isolierglas

Weitere Designprobleme und Komplexitäten ergeben sich, wenn Glassysteme nicht aus einzelnen Scheiben bestehen, sondern in Verbundlaminatabschnitten und/oder Isolierglaseinheiten zusammengesetzt werden, wie sie herkömmlicherweise für Gebäude verwendet werden.

Verbundglas (LG) stellt im Allgemeinen die Kombination von zwei oder mehr Glaslagen zusammen mit Folien dar, die aus einem bestimmten Zwischenschichttyp bestehen. LG wurde erstmals seit Anfang des 20. Jahrhunderts für Automobilanwendungen entwickelt, um Verletzungen bei Unfällen zu vermeiden. Erst in den letzten Jahrzehnten wurde LG hauptsächlich im Tiefbau für strukturelle Zwecke eingesetzt. Als allgemeine Regel des LG-Konzepts wird erwartet, dass der Widerstandsquerschnitt als Verbundsystem auf äußere Belastungen reagiert und daher sowohl im elastischen Stadium als auch in der Nachrissphase bessere mechanische Eigenschaften als Einzelglasscheiben aufweist. Aus mechanischer Sicht besteht der erste implizite Vorteil von LG-Strukturanwendungen darin, dass mehrere Glasschichten miteinander verbunden werden können; Daher kann das erforderliche Maß an Widerstandsfähigkeit, Steifigkeit und Redundanz durch die Verwendung herkömmlicher auf dem Markt erhältlicher Glasstärken erreicht werden. Darüber hinaus stellt LG dank des Vorhandenseins von Klebefolien seit Jahrzehnten die herkömmliche Sicherheitsglaslösung in Gebäuden dar, da es in der Lage ist, Glasscherben im Fehlerfall zusammenzuhalten und so mögliche Risiken für Menschen zu verringern (Abbildungen 2(a) und 2( B)).

Klebefolien bestehen typischerweise aus Polyvinylbutiralfolien (PVB), Ionoplastfolien (z. B. SentryGlas® (SG)) und Ethylen-Vinylacetat-Verbindungen (EVA). Ein gemeinsamer Aspekt solcher möglichen Zwischenschichten ist neben ihren unterschiedlichen Stoffgesetzen, dass diese Filme im Allgemeinen durch ein viskoses Verhalten gekennzeichnet sind; Daher reagieren sie im Allgemeinen empfindlich auf Temperatur und Belastungszeit, wie auch in mehreren Forschungsanstrengungen hervorgehoben wurde [37–39]. Darüber hinaus zeichnen sich für LG-Anwendungen verwendete Zwischenschichten im Allgemeinen auch bei Raumtemperatur im Vergleich zu Glas durch eine relativ geringe Schersteifigkeit aus (Abbildung 2(c)). Die Gesamtstrukturleistung eines bestimmten LG-Verbundabschnitts hängt daher stark von den Zwischenschichteigenschaften ab, einschließlich Haltbarkeit und Widerstandsfähigkeit.

Im Hinblick auf die strukturelle Gestaltung von LG-Systemen unter normalen Belastungen stehen verschiedene Methoden zur Verfügung, um die Auswirkungen der Verschlechterung der Zwischenschicht im Laufe der Zeit und des Temperaturanstiegs zu berücksichtigen (siehe [1, 2] für eine Zusammenfassung bestehender Formulierungen). Dadurch werden in der Entwurfsphase im Allgemeinen optimale Widerstands- und Steifigkeitsverhalten für ULS und SLS sowie angemessene Sicherheitsleistungen für die CLS-Nachrissphase sichergestellt. Aufgrund des typischen mechanischen Abbaus von Zwischenschichten bei Temperaturen über 30 °C (Abbildung 2(c)) wird jedoch größtenteils davon ausgegangen, dass Zwischenschichten unter Brandbelastung keinen Beitrag leisten; das heißt, es wird erwartet, dass sich der LG-Abschnitt vollständig entkoppelt verhält. Dabei sind besondere konstruktive Annahmen zu berücksichtigen, darunter auch der Einsatz spezieller intumeszierender Massen (Abschnitt 3.3).

Anschließend können mehrere Glasscheiben (monolithische und LG-Abschnitte) zusammengebaut werden, um als Isolierglaseinheiten zu fungieren, sowohl doppelt (d. h. einzelner Gashohlraum zwischen den Glasscheiben) als auch dreifach (d. h. doppelter Hohlraum). Dabei sollten bei der Auslegungsberechnung die sogenannten Lastverteilungseffekte durch Luft- oder Gasfüllung in den Hohlräumen, also die gegenseitige Wechselwirkung zwischen Glasscheiben bei mechanischer Belastung, berücksichtigt werden [1, 2]. Gewöhnliche klimatische Belastungen stellen aufgrund möglicher Schwankungen im Hohlraumvolumen und -druck eine zusätzliche Konstruktionsbedingung dar, die ordnungsgemäß überprüft werden muss. Daher sind thermische Analysen von Isolierglassystemen auch unter ausschließlicher Sonneneinstrahlung erforderlich. Alle genannten Aspekte und Variablen erhöhen folglich die Designkomplexität für Verglasungssysteme im Brandfall weiter.

3.3. Feuerbeständige Verglasung

FR-Verglasungen stellen eine relativ neue Lösung dar, die bekanntermaßen einen hervorragenden Schutz für Leben und Eigentum im Brandfall bietet und daher als Barriere zur Brandtrennung oder -unterteilung (für eine bestimmte Dauer) verwendet werden kann, sodass sich die Bewohner in relativ kurzer Zeit versammeln können Sicherheitsabteil und fungiert als Teil einer integrierten „Brandschutzstrategie“ für das gesamte Gebäude, zu dem es gehört. Ein entscheidender Aspekt solcher Lösungen ist, dass FR-Glassysteme äußerste Aufmerksamkeit bei der Detaillierung der Installation erfordern. Darüber hinaus müssen alle FR-Komponenten wie Glasdichtungen, Leisten, Befestigungen und Rahmen kompatibel sein und zusammenarbeiten, um die erforderliche Leistung zu erreichen [36].

Aufgrund der relativ hohen Kosten finden FR-Verglasungen in Gebäuden tatsächlich nur begrenzte Anwendung, insbesondere dort, wo bei Brandunfällen ein geschützter Fluchtweg gewährleistet werden muss. Laut einer Studie von Yang et al. [40] Beispielsweise machten FR-Verglasungen im Jahr 2011 weniger als 5 % der gesamten chinesischen Verglasungsanwendungen aus. Große Einschränkungen bei der Verwendung von FR-Glas ergeben sich auch aus dem aktuellen Bedarf an zusätzlichen Forschungsanstrengungen und Untersuchungen zu seinem tatsächlichen Brandverhalten (Abschnitt 4).

In Übereinstimmung mit Designrichtlinien wie [36] können tatsächlich auf dem Markt erhältliche FR-Verglasungslösungen (i) LG-Verbundwerkstoffe umfassen, die durch Zusammenkleben verschiedener Glastypen (z. B. SLS-Glasscheiben mit verstärkten und FR-Glastypen) mit speziellem Feuer hergestellt werden Zwischenschichten (dh intumeszierende Filme); (ii) Drahtglas; (iii) Keramikglas; (iv) Harz-Verbundglas; (v) Gel-Verbundglas; und (vi) thermisch vorgespanntes Erdalkalisilikat-Sicherheitsglas (Abbildung 3). Mehrere Glasschichten gemäß (i)–(vi) Beispieltypen können dann in isolierten FR-Verglasungseinheiten kombiniert werden. Innerhalb der angegebenen Liste der (i)–(vi)-Lösungen bieten Drahtglaselemente im Vergleich zu gewöhnlichem Glas keine erhöhte Feuerbeständigkeit und reißen aufgrund thermischer Spannungen typischerweise frühzeitig. Die FR-Leistung wird in der Tat durch ihr integriertes Drahtgeflecht gewährleistet, das in der Lage ist, zerbrochene Glasstücke zusammenzuhalten und an Ort und Stelle zu halten.

Im Allgemeinen kann ein bestimmtes FR-System für Zwecke der Tragwerksplanung und mechanischen Berechnungen herkömmlicherweise als Standard-Glaselement ohne FR behandelt werden (Abschnitte 2.1, 3.1 und 3.2), mit dem Unterschied, dass es bei Brandeinwirkung eine verbesserte Leistung aufweist. Im Allgemeinen gelten FR-Gläser tatsächlich als wirksame passive Brandschutzmittel (PFP) für Gebäude mit spezifischen Anwendungen wie verglasten inneren und äußeren Brandschutztüren (Sichtfenster); Innentrennwände und -fächer; Dächer, Böden und Decken; Fassadenplatten; Flucht- und Zugangskorridorwände; und Treppen, Lobbys und Gehäuse (zum Schutz von Schächten). Im Vergleich zu PFP-Geräten können aktive Brandschutzsysteme (AFP) in Kombination mit PFP-Systemen weitere Anstrengungen leisten, erfordern jedoch eine bestimmte Bewegung und Reaktion zur Brandbekämpfung.

Typische AFP-Werkzeuge können entweder automatisch (z. B. Wassersprinkler, Feuermelder, hypoxische Luftunterdrückungssysteme usw.) oder manuell (z. B. Notevakuierung, Feuerlöscher, Feuerwehrleute, Wasserschläuche usw.) sein. Die Brandplanung und -optimierung solcher Systeme ist jedoch im Allgemeinen komplex und erfordert spezifische Kompetenzen. Darüber hinaus wird allgemein erwartet, dass kombinierte PFP- und AFP-Systeme größere Vorteile bieten, aber auch zu schlechteren Leistungen führen können. Bisher wurde in mehreren Forschungsstudien [41–45] beispielsweise darauf hingewiesen, dass Wasserfilme und Sprinkler auch für nicht feuerbeständige Standardglassysteme eine hohe Brandschutzwirkung erzielen können, ebenso wie FR-Glasvorhänge mit Wasserfilmen hohe Feuerleistung, aber begrenzte Hitzebeständigkeit, oder dass die AFP-Systeme Thermoschockausfälle in verglasten Fenstern und Gehäusen vorhersehen können, was zu einem vorzeitigen Einsturz führt.

Die Leistung von Glas bei hohen Temperaturen unter Erhitzung und Brandbelastung erregte seit den 1950er Jahren aufgrund der großen Verwendung von Verglasungen in Fenstern und Fenstern die Aufmerksamkeit mehrerer experimenteller Forschungsstudien. Die meisten dieser Untersuchungen beziehen sich auf Thermoschockeffekte in SLS-Glas sowie auf dessen thermische Charakterisierung im Allgemeinen, einschließlich Variationen des Elastizitätsmoduls (MOE) und der Beständigkeit bei hohen Temperaturen, während für Verbundglas derzeit nur begrenzte experimentelle Studien verfügbar sind Anlagen und Baugruppen unter Brand oder kombinierter Brand- und mechanischer Belastung (Abschnitt 5). Die Abschnitte 4.1 und 4.2 stellen diesbezüglich eine Zusammenfassung der wichtigsten Forschungsergebnisse auf Materialebene dar und geben Hinweise auf einige wichtige Einflussparameter, die bei der Beurteilung des Brandverhaltens von Bauglassystemen ordnungsgemäß berücksichtigt werden sollten.

4.1. Glasübergangstemperatur

Als konventionellen Nennwert für die Glasübergangstemperatur schlagen Konstruktionsnormen einen konventionellen Wert Tg = 530 °C vor (Tabelle 1). Basierend auf Experimenten, die in den letzten Jahrzehnten mit SLS-Glas durchgeführt wurden, ergab Standard-AN-Glas jedoch Hinweise auf starke Schwankungen der Tg mit gemessenen Übergangstemperaturen in der Größenordnung von 550 °C, 283 °C und 400 °C [46, 47]. .

Rouxel und Sangleboeuf [48] haben an SLS-Glasproben Tg-Werte zwischen 450 °C und 600 °C gemessen, was einen Beweis für die thermische Leistung künstlich gebrochener Proben liefert, einschließlich Biegetests bei hohen Temperaturen zur Überwachung der MOE-Schwankungen.

Aufgrund der intrinsischen Eigenschaften von SLS-Glas ist tatsächlich bekannt, dass bei einem Anstieg der Betriebstemperatur auf Tg seine Reaktion zunehmend zeitabhängig wird und die bleibenden Verformungen schnell zunehmen. Standard-AN-Glas, basierend auf [42–44], zeigte nachweislich einen typischen Übergang von spröde zu duktil (BTD) bei hohen Temperaturen mit verbesserter Zähigkeit im Vergleich zu anderen Glastypen. Es wurde jedoch auch beobachtet, dass das gleiche BTD-Verhalten stark von der ausgeübten Dehnungsrate abhängt, wobei BTD und Übergangstemperatur mit zunehmender Dehnungsrate ansteigen [48].

4.2. Thermomechanische Eigenschaften und Temperatureffekte von Glas

Die elastischen Eigenschaften von Standardglas bei erhöhten Temperaturen wurden von Rouxel [47] umfassend bewertet, indem er experimentelle Daten berücksichtigte, die in der Literatur nach den 1950er Jahren verfügbar waren, und Beweise für die MOE-Empfindlichkeit von SLS-Glas gegenüber der Temperatur im Vergleich zu anderen Glastypen lieferten (siehe). Abbildung 4, mit SLS-Floatglas mit der Bezeichnung „Fensterglas“). Für die MOE-Werte von SLS-Glas ist eine eher lineare Abhängigkeit und eine begrenzte Abnahme zu beobachten, sofern T Tg nicht überschreitet, während ein anschließender abrupter Steifigkeitsverlust zu beobachten ist.

Frühere Experimente wurden von Kerper und Scuderi auch sowohl an SLS- als auch an BS-Glaskomponenten durchgeführt [49], wobei besonderes Augenmerk auf Proben wie (i) chemisch gehärtetes SLS-Glas, (ii) thermisch vollständig vorgespanntes SLS-Glas und (iii) thermisch halbvorgespanntes Glas gelegt wurde BS-Glas. Bei der experimentellen Untersuchung wurden Glaslatten mit den Abmessungen 254 × 38,1 mm (6,35 mm Dicke) und 152,4 × 25,4 mm (2,54 mm Dicke) berücksichtigt. Angesichts der Probentypen (i)–(iii) und einer Referenztemperatur (0–560 °C im getesteten Bereich) wurden experimentell nahezu stabile MOE-Werte abgeleitet, selbst nach aufeinanderfolgenden Heiz- und Kühlzyklen. Im Allgemeinen wurde festgestellt, dass die MOE-Werte bei Temperaturen über 400 °C völlig entspannt sind.

Eine enge Korrelation kann mit MOE-Variationen in Standard-AN-Glasproben beobachtet werden, wie sie aus verschiedenen Literaturquellen abgeleitet wurden (siehe Abbildung 5, wo Testergebnisse von Shen et al. [50] an monolithischen SLS-Proben (75,43 × 14,80 mm Größe, mit 3,26 (mm der Nenndicke) werden ebenfalls angegeben). Die gleiche Abbildung 5 zeigt schließlich die typischerweise steigenden MOE-Werte für BS-Proben als Funktion steigender Temperaturen.

Für strukturelle Entwurfszwecke ist es von Interesse, dass Kerper und Scuderi [49] auch die Widerstandsschwankungen von SLS-Glas bei hohen Temperaturen untersucht haben. Insbesondere wurden keine Widerstandsverluste bei Temperaturen bis zu 375 °C (weniger als 5 % Verluste im Vergleich zur Raumtemperatur) für thermisch vollständig temperierte SLS-Proben gemeldet. Eine wesentliche Abnahme der Beständigkeit wurde nur bei Temperaturen über 500 °C (mehrstündige Feuereinwirkung) und 550 °C (15 Minuten Feuereinwirkung) festgestellt. Chemisch gehärtetes SLS-Glas zeigte tatsächlich eine deutliche Verschlechterung der Widerstandsfähigkeit mit zunehmender Temperatur, bis zu 5 % Verlust bei 204 °C (500 Stunden Feuereinwirkung), 5,8 % bei 260 °C (500 Stunden) und 100 % bei 600 °C (6 Stunden).

Nach [49] konzentrierten sich zahlreiche experimentelle Studien zur Leistung von SLS-Glas auf die Bewertung des thermischen Bruchs, der repräsentativ für die Hauptursache für Glasrisse bei Fenstern ist. Das Problem der thermischen Rissbildung und des Niederschlags von Glas wurde erstmals in den 1980er Jahren von Emmons [51] und anderen Forschern [52, 53] angesprochen, während in den letzten Jahrzehnten immer mehr Experimente an Einzelproben im kleinen Maßstab durchgeführt wurden Glasscheiben bzw. Doppelglasscheiben variabel gelagert, unter Einwirkung von Feuer oder Wärmestrahlung (siehe z. B. [54–60]). Numerische Untersuchungen wurden beispielsweise in [61–63] vorgeschlagen, die Hinweise auf Rand- und Randbedingungseffekte auf die thermische Reaktion und den Bruch von Standard-Fensterglasscheiben liefern.

Malou et al. [64] führten Wärmewiderstandsexperimente an 3 mm dicken SLS- und AN-Glasproben durch (15 × 50 mm Nenngröße). Für die Zugfestigkeit von Glas wurde bis zu einem Temperaturanstieg von 270 °C ein ziemlich konstanter Wert ermittelt (Abbildung 6(a)). Höhere Temperaturen gingen tatsächlich mit einem starken Rückgang des gemessenen Widerstands einher (mehr als 50 % des Referenzwerts bei Raumtemperatur), was Hinweise auf Thermoschockeffekte und Schadensausbreitung in Glasproben sowie auf allgemein begrenzte Leistungen von AN-Glas gibt. Es wurde auch eine eher gleichmäßige MOE-Abnahme beobachtet (Abbildung 6(a)).

Später stellten Xie et al. [65] untersuchten experimentell den Zugwiderstand von SLS- und AN-Glasproben bei hohen Temperaturen. Quasistatische Zugversuche wurden an kleinen Proben mit einer Dicke zwischen 4 mm und 12 mm (2 mm Unterschied zwischen den einzelnen Probensätzen) durchgeführt. Versuchswiederholungen an Proben mit gleichen geometrischen Eigenschaften wurden bei 25 °C und 200 °C durchgeführt, wobei die kritische Bruchfestigkeit als erste Rissbildung abgeleitet wurde. In Abbildung 6(b) werden solche Testergebnisse (Durchschnittswerte mit Minimal- und Maximalwerten für jede Serie) nachgewiesen. Gemäß [65] wurde bei Proben, die 200 °C ausgesetzt waren, im Vergleich zu Ergebnissen bei Raumtemperatur eine vernachlässigbare Abnahme des Widerstands festgestellt, während insbesondere in Abhängigkeit von der Glasdicke eine höhere Empfindlichkeit beobachtet wurde (Abbildung 6(b)).

Bemerkenswert ist, dass, sofern verschiedene Literaturangaben untersucht werden (siehe z. B. [66]), sogar gegensätzliche experimentelle Befunde abgeleitet werden können, die Hinweise auf eine typischerweise hohe Streuung und Empfindlichkeit des thermischen Widerstands von Glas gegenüber erhöhten Temperaturen geben und somit nahelegen weitere Prüfungen und Untersuchungen auf Materialebene.

Wenn man von der Materialebene zur Montageebene übergeht, lässt sich ein solcher Bedarf an weiterer experimenteller Bewertung und Untersuchung noch deutlicher erkennen.

Experimente zum thermischen Bruch bestimmter Verglasungssysteme unter Brandbelastung wurden tatsächlich erst in jüngster Zeit durchgeführt, und zwar für Doppelverglasungen [58] oder punktfixierte Verglasungen von Vorhangfassaden [60]. Bei punktgehaltenen Scheiben beispielsweise wurde typischerweise eine hohe Empfindlichkeit des thermischen Bruchs (d. h. Bruchzeitpunkt und Rissbild) beobachtet, basierend auf der Position von Punktverbindern (siehe ein Beispiel in Abbildung 7). Es zeigte sich, dass die tatsächliche Leistung dieser Art von Proben – wie aus der untersuchten Grenzkonfiguration zu erwarten war – eng mit den kombinierten thermischen Einwirkungen sowie der mechanischen Belastung (d. h. dem Eigengewicht der punktuell befestigten Platten, was zu zusätzlicher Belastung führt) zusammenhängt Peaks in der Nähe der Löcher), weshalb eine detaillierte Untersuchung beider kombinierter Aspekte erforderlich ist.

In diesem Zusammenhang haben Chen et al. [17] untersuchten die thermische Bruchleistung von Standard-AN-Fenstern unter der Wirkung kombinierter thermischer Belastungen und Winddrücke. Auf einem Stahlrahmen gestützte, monolithische 0,6 × 0,6 m große Paneele (6 mm dick) wurden einer Referenzbrandlast und verschiedenen Winddrücken (bis zu 11 m/s Windgeschwindigkeit auf der Glasoberfläche) ausgesetzt. In einigen Fällen kam es zu Glasrissen und gleichzeitig zum Herausfallen von Proben aus dem Tragrahmen. Die Testergebnisse (insgesamt 15 Proben) belegen jedoch im Allgemeinen, dass die Zeit bis zur ersten Rissbildung mit zunehmendem Winddruck deutlich abnimmt; Das heißt, mechanische Belastungen (in diesem speziellen Fall Wind) können den Ausfall thermisch belasteter Glassysteme stark beschleunigen. Daher sollten im Allgemeinen detaillierte Untersuchungen einschließlich kombinierter thermischer und mechanischer Belastungen durchgeführt werden, die die tatsächlichen Belastungs- und Grenzkonfigurationen für das untersuchte Structural-Glazing-System gut widerspiegeln.

Bei LG-Systemen sollte beispielsweise die thermische Leistung von allgemein verwendeten Zwischenschichten angemessen berücksichtigt werden. In diesem Zusammenhang haben Debuyser et al. [16] untersuchten das Verhalten von monolithischen und dreischichtigen LG-Proben aus Standard-AN-Glas unter dem Einfluss von Strahlungserwärmung. Berücksichtigt wurden Nenndicken der Glasscheiben von 6 mm, 10 mm und 15 mm, die in LG-Abschnitten durch PVB- oder SG-Schichten miteinander verbunden wurden (0,76 mm bzw. 1,52 mm Dicke der Zwischenfolien).

In die Versuchsreihe wurden auch Low-E-beschichtete, monolithische Proben einbezogen. Es wurden sowohl Strahlungs- als auch Transmissionstests durchgeführt, die – im Einklang mit früheren Forschungsbemühungen – den relativ begrenzten Widerstand und die geringe thermische Leistung von AN-Glasproben belegen, was auf das vorzeitige Auftreten von thermischen Rissen sowie auf die schlechte thermische Reaktion zurückzuführen ist der Verbindungsschichten (bei LG-Proben). Kritische Designprobleme wurden ebenfalls hervorgehoben, indem ein 1D-Modell genutzt wurde, das die tatsächliche thermische Reaktion der getesteten Proben erfassen konnte. Es wurden auch thermische Eigenschaften von PVB- und SG-Folien bis zu 340 °C berichtet (Abbildung 8). Die in [16] gesammelten Testergebnisse – selbst begrenzt auf Maximaltemperaturen von 340 °C – zeigten im Allgemeinen eine enge Korrelation mit früheren Literaturreferenzen für SLS-Glas [67, 68] (Abbildung 8). Interessant ist auch die thermische Charakterisierung von PVB- und SG-Folien.

Obwohl sich die relativ große Anzahl experimenteller Studien auf die thermische Leistung von Glas als Konstruktionsmaterial konzentrierte, liegen immer noch begrenzte Literaturarbeiten zum Brandverhalten von Vollglassystemen und -baugruppen vor (siehe eine Auswahl in Tabelle 2).

Tabelle 2. Zusammenfassung ausgewählter experimenteller Forschungsstudien zu strukturellen Glassystemen unter Brand. - Tisch in voller Größe

5.1. Glaswände, Fassaden, Einfriedungen und Fenster

Verglasungen von Gehäusen und Wänden haben vor allem in den letzten Jahren die Aufmerksamkeit von Forschern auf sich gezogen, um das Brandverhalten neuartiger FR-Lösungen anstelle von Standardglas zu bewerten. Dabei wurden die tatsächlichen Grenz- und Belastungskonfigurationen bei der Definition des Testaufbaus und der Testmethoden ordnungsgemäß berücksichtigt, um die Testbedingungen von Probekörpern im Originalmaßstab als Teil vollständiger Gebäude und komplexer Systeme zu reproduzieren.

Für eine Erweiterung des Washington Dulles International Airport (automatisiertes Zugsystem für Passagiere) konzipierte Glasabdeckungen wurden 2007 unter Brandbedingungen getestet, wie von Mejicovsky [69] berichtet (Abbildung 9(a)). Es wurden Glaspaneele mit einer Höhe von 3,8 × 3,6 m untersucht, die von inneren Stahlrahmen getragen werden (4,7 m durchschnittliche Feldbreite). Spezielle Details wurden definiert (auch unter Verwendung von Standardmaterialien, die nicht brandschutzklassifiziert sind), um auch im Falle eines Störfalls eine entsprechende Redundanz des Verglasungssystems zu gewährleisten. Zu diesem Zweck wurde auch ein spezielles Modell entworfen, um den tatsächlichen Brandbelastungszustand der Verglasung zu simulieren.

Glaselemente für Decken und Wände wurden in Form von LG-Profilen entworfen, bestehend aus zwei 10 mm dicken FT-Glasscheiben, die durch eine 1,52 mm dicke PVB-Zwischenschicht verbunden sind. Die Verglasungsfugen wurden dann mithilfe von Silikonkautschuk-Setzblöcken und strukturellen Silikon-Dichtungsfugen (Typ Dow Corning 995™) realisiert, während der Verglasungskanal und die Randverkleidungen aus mindestens 3 mm dickem Edelstahl bestanden. Der Brandtest wurde nach 35 Minuten Einwirkungszeit abgebrochen, wobei die Temperaturen im Glas über 250 °C (bis zu 400 °C in den letzten 5 Tests des Experiments) lagen. Die Nachprüfung des Verglasungssystems ergab keine Risse oder Ablösung von Komponenten, es wurde jedoch ein örtliches Schmelzen und Ausgasen der PVB-Zwischenschicht in Form kleiner Blasen und/oder teilweiser Delaminierung beobachtet (siehe Details in Abbildung 9(a)).

Machalická et al. berichteten über einen groß angelegten Standard-Brandtest gemäß EN 1363-1 und EN 1364-1. [70] für eine Glaswand, die von einem Aluminiumrahmen getragen wird. Die Wand (3,475 × 4,57 m Gesamtgröße) bestand aus drei gelgefüllten Spezial-FR-LG-Paneelen (1,4 × 4,5 m Größe des mittleren LG-Paneels, 1 × 4,5 m für die seitlichen Paneele). Kleine Lücken zwischen benachbarten Glasscheiben wurden mit speziellen FR-Bändern und Dichtstoffen geschlossen. Nach 49 Minuten Feuereinwirkung kam es zum Einsturz der Glaswand mit Höchsttemperaturen in der Größenordnung von 150 °C (Abbildung 9(b)).

Sowohl doppelte LG-Platten aus speziellem gehärtetem Glas vom gelgefüllten Typ (Typ SAFTI SuperLite II-XL™ mit einer Gesamtdicke von 19,05 mm) als auch monolithische Glasplatten (6,35 mm Dicke) wurden zusammengebaut, um die getestete Verglasungswand zu erhalten in [71]. Eine solche Glaswand (zwei Glasscheiben pro Querschnittsart) war rahmengestützt und hatte eine Gesamtabmessung von 2,42 × 2,42 m. Brandversuche ergaben Hinweise auf ein begrenztes Brandverhalten einfacher Glasscheiben im Vergleich zu FR-Komponenten. Tatsächlich waren monolithische Glasscheiben durch vorzeitiges Herausfallen aus dem Tragrahmen gekennzeichnet (d. h. 3 Minuten nach der Zündung, wobei zwischen dem Auftreten erster Risse im Glas und dem endgültigen Herausfallen monolithischer Scheiben 0,8 Sekunden vergingen (Abbildung 10(a))). Im Gegensatz dazu blieben doppelte LG-Panels bis zum Abschluss des Tests (>30 Minuten) intakt, ohne sichtbare Risse oder Fehlermechanismen in der Nähe der Verbindungen mit dem Rahmensystem.

Dies ist bei den experimentellen Studien von Yang et al. nicht der Fall. [40], die monolithische FR-Glasplatten unter Standard-Brandkurven testeten. Die experimentelle Studie lieferte tatsächlich Hinweise auf große Probleme, die sich aus Rahmensystemen und damit verbundenen Verbindungen ergeben. Sogar die FR-Glasscheiben erwiesen sich unter Brandbelastung als äußerst leistungsfähig; Insbesondere wurde beobachtet, dass der Integritätsverlust auf die Details der Glas-Metall-Rahmenverbindung zurückzuführen war (Abbildungen 10(b) und 10(c)). Weitere Brandexperimente und numerische Untersuchungen zu Glasfassadensystemen finden sich auch in [78–82] mit Belegen für die Leistungsfähigkeit spezifischer Glassystemtypologien, darunter Seilnetzsysteme und geneigte Fassaden.

5.2. Nachrüstung und Verbesserung von Standard-Glasfenstern

Auf dem Markt sind verschiedene Arten von Schutzfolien erhältlich, die das Brandverhalten bestehender und neuartiger Standardfenster verbessern können. Obwohl diese Beschichtungen die elastische Steifigkeit bei Raumtemperatur und die Widerstandsfähigkeit einer bestimmten Glasscheibe gegenüber einer Nachrüstung nicht beeinträchtigen, können dieselben Filme bei der Verzögerung von Hochtemperatureffekten von Vorteil sein, was zu einer erhöhten FR-Leistung führt.

Koudijs und Csoke [72] lieferten zunächst experimentelle Beweise für das hohe Potenzial von Schutzfolien für herkömmliche Glassysteme, unter sorgfältiger Berücksichtigung des verbesserten Brandverhaltens von Fenstern aus SLS-Glas, indem sie ein Fallstudiengebäude in Rotterdam (NL) berücksichtigten. (Abbildung 11(a)). Low-E-Beschichtungen wurden in traditionelle Doppelverglasungseinheiten eingefügt, indem die Auswirkungen ihrer Position (z. B. innere Hohlraumfläche usw.) unter Brandbelastung beurteilt wurden. Die Integrität der Fensterproben war bei AN-Glas 27 Minuten lang gewährleistet, bei HS-Glasscheiben erhöhte sie sich jedoch auf bis zu 60 Minuten, was ein Beweis für das potenzielle Brandverhalten herkömmlicher Isoliersysteme einschließlich spezieller Beschichtungen ist.

Misawa et al. [73] testeten auch die Wirksamkeit spezieller feuerfester Folien, die grundsätzlich für die Anwendung auf der Innenseite bestehender Standardfenster gedacht waren. Das typische Exemplar bestand aus einer Doppelverglasung mit Low-E-Beschichtung und einer Referenzgröße von 1 × 1 m. Dort wurde eine neuartige feuerfeste Folie auf der Innenseite der Glaseinheit angebracht (dh auf der Glasoberfläche, die dem Feuer ausgesetzt sein sollte). Der feuerfeste Film bestand aus (i) einem externen Polyethylenterephthalat (PET)-Film, der mit (ii) einer UV-Schutzschicht und (iii) einer Materialschicht auf Silikatsodabasis (1 mm dick) verbunden war (Abbildung 11(b)). Insgesamt wurden 12 Tests durchgeführt, einschließlich Variationen beim AN-Glaslieferanten, der Dicke (8 mm oder 12 mm) und der Probengröße (30 × 30 cm, 100 × 100 cm und 94 × 94 cm) sowie Low-E Filmoberfläche der Anwendung und Vergleiche mit klaren, unbeschichteten Proben. Alle Experimente bewiesen die hohe Effizienz feuerfester Folien, die es Low-E-Doppelverglasungseinheiten ermöglichen, eine Brandschutzdauer von mindestens 20 oder 30 Minuten zu erreichen, wie es für FR-Fenster erforderlich ist.

Obwohl die genannten Forschungsstudien im Allgemeinen das Potenzial und die Effizienz solcher Spezialbeschichtungen zur Verbesserung des FR von Verglasungssystemen belegen, sollten dennoch mehrere Aspekte bewertet werden. Wu et al. [83] untersuchten beispielsweise experimentell die Hochtemperaturleistung und den thermischen Abbau von Schutzschichten, die üblicherweise für Glasanwendungen verwendet werden, und lieferten Hinweise auf Gasemissionen bei Feuereinwirkung.

5.3. Glasböden und Decken

Siebert und Maniatis [74] berichteten über Brandversuche an Glasböden des U-Bahnhofs „Olympiapark Nord“ in München (Deutschland). Im Deckentunnel wurden durch mehrere Öffnungen (Größe 5 x 3,5 m) über Treppen zugängliche Deckenverglasungen zugänglich gemacht. Dabei wurden FR-Anforderungen als mögliche Konfiguration aufgrund von Unfällen (z. B. brennende Züge im Tunnel) berücksichtigt. Um ein angemessenes Sicherheitsniveau zu gewährleisten, wurden spezielle mehrschichtige LG-Sicherheitsplatten entwickelt und unter Feuer getestet (Abbildung 12). In der Literatur liegen jedoch keine Testergebnisse und brandtechnischen Daten vor.

Ähnliche Brandexperimente werden auch in [75] zusammengefasst und beziehen sich auf die verglasten Bodenplatten, die 2011 als Teil eines laufenden Sanierungsprojekts in einer Höhe von 130 m im historischen Blackpool Tower (Großbritannien) installiert werden sollten. Es wurde ein groß angelegter Brandtest durchgeführt (Abbildung 13), wobei die Gesamtgröße des Bodensystems 4,42 × 3,8 m betrug. Der mit Weichstahl behandelte Rahmen und die zugehörigen Dichtungen wurden ebenfalls in den Testaufbau einbezogen, um das Brandverhalten des Vollverglasungssystems unter seiner tatsächlichen Rückhaltekonfiguration zu bewerten.

Um eine angemessene strukturelle Integrität sowie die Gesamtleistung bei Brandunfällen zu gewährleisten, bestand die typische Glasscheibe (maximal 3 × 1,1 m) aus einem LG-Abschnitt, drei 10 mm dicken FT-Glasschichten, die miteinander verbunden waren 23 mm Pilkington Pyrostop™, durch Verwendung einer speziellen flüssigen Verbundklebung (Typ Koediguard™). Stahlrahmenelemente wurden außerdem mit dämmschichtbildenden Beschichtungen, Mineralwolle und Brandschutzplatten vorbehandelt. Schließlich wurden noch zusätzliche Dehnungsfugen eingebaut, um ein Einknicken der tragenden Rahmenelemente zu verhindern. Das Brandexperiment wurde gemäß den EN-Vorschriften durchgeführt, wobei dem Bodensystem eine Standard-Brandkurve und eine gleichzeitige mechanische Belastung zugewiesen wurden, die für die Menschenmenge repräsentativ war (5 kN/m2, verteilter gleichmäßiger Druck oder 4,5 kN Punktlast (50 × 50 mm). Fußabdruck bzw. Fußabdruck).

Die Brandleistung überschritt die Integritätsdauer von 60 Minuten (der Test wurde nach 68 Minuten abgebrochen), wobei die maximal aufgezeichneten Temperaturen 67,6 °C betrugen und keine Anzeichen einer Ablösung oder eines Versagens auftraten. Im Vergleich zu den Brandschutzanforderungen (EN 1363-1), bei denen der Temperaturanstieg 140 °C nicht überschreiten sollte (Abschnitt 2), wurde somit eine Toleranz von > 120 °C gewährleistet (12 °C Umgebungstemperatur während der Prüfung). Nach dem Test wurde eine Durchbiegung von 16,5 mm gemessen (mit 1/175 des in der Norm vorgesehenen Grenzwerts für die Durchbiegung der Dachspannweite).

5.4. Glasbalken

Aufgrund der relativ neuen Anforderungen an die Gefährdungsbeurteilung und den Schutz dieser Systeme liegen für strukturelle Glaselemente unter Brandlast nur begrenzte experimentelle Literaturinformationen vor.

Veer et al. berichtete in [22] über eine Reihe von Vergleichsergebnissen von Biegetests, die experimentell an monolithischen und LG-Trägern unter Beschuss gewonnen wurden, um die Auswirkungen von intumeszierenden Beschichtungen zu bewerten. Die Brandlast wurde in Form einer konstanten Flamme bei 650 °C mit einem festen Abstand von der Seitenfläche der Balken aufgebracht (Abbildung 14). Es wurden verschiedene Strahlgeometrien (40 mm × 400 mm Gesamtgröße) getestet, darunter Proben mit unterschiedlicher Dicke und Standard-SLS-Glastypen, wie z

(a) 6 mm dickes AN-Glas; (b) 6 mm dickes, chemisch vorgespanntes Glas (120 MPa Anfangsspannung); (c) 3 mm dickes, chemisch vorgespanntes Glas, laminiert mit 1 mm starker Polycarbonatfolie (PC) (3 Glasschichten + 2 PC-Folien);(d) 3 mm dickes, segmentiertes, chemisch vorgespanntes Glas, laminiert mit 1 mm PC-Folie (3 Glasschichten + 2 PC-Folien). Im Vergleich zu C wurden Glasschichten in einem überlappenden Muster mit PC-Folien verbunden; (e) Ein LG-Träger (wie im Fall der Proben vom Typ C und D), einschließlich isolierender Hohlräume auf den Außenseiten.

Alle (a)–(e)-Konfigurationen wurden sowohl ohne als auch nach dem Auftragen einer intumeszierenden Beschichtung (Farbtyp FlameGuard HCA-TR™) getestet.

Für diese Träger wurde ein herkömmlicher Vierpunkt-Biegeversuchsaufbau verwendet. An monolithischen AN-Proben (Typ A) wurden Versuche ohne äußere mechanische Belastung sowie mit Zusatzgewichten (mit bis zu 24 MPa der entsprechenden Mittelbiegespannung) durchgeführt (Tabelle 3).

Tabelle 3. Zusammenfassung der Biegetestergebnisse aus [22]. - Tisch in voller Größe

Die gesamte experimentelle Untersuchung lieferte Hinweise auf einige wichtige Aspekte, wie zum Beispiel das potenzielle Sicherheitsniveau von strukturellen Glasträgern unter Feuer.

Allerdings wurden auch kritische Aspekte für dieselben Proben hervorgehoben, wie zum Beispiel im Fall segmentierter Balken (Typ D, siehe Abbildung 14(c)). In [22] wurde auch über einige vorläufige FE-Simulationen berichtet, die Hinweise auf die Temperaturverteilung und die damit verbundenen Spannungseffekte für die untersuchten Balken lieferten. Interessant ist in der Tat, dass solche vorläufigen FE-Modelle Hinweise auf Temperaturspitzen in den Klebeschichten lieferten, die für die strukturelle Verbindung zwischen den Glassegmenten sorgen, was die entscheidende Rolle der Detaillierung unterstreicht.

Bokel et al. [76] untersuchte später ähnliche Glasbalkenproben unter Berücksichtigung der gleichen geometrischen Gesamtmerkmale und des gleichen Testaufbaus wie in [22]. Der neuartige Aspekt wurde durch die Prüfung von LG-Trägern aus speziellem FR-Glas (d. h. Pyroguard™-Typ sowie LG-Trägern aus drei SLS-Glasschichten mit Epoxidfilmen als Zwischenschichten für alle Proben) dargestellt. Als allgemeines Ergebnis der experimentellen Untersuchung wurde festgestellt, dass Epoxidschichten bereits nach wenigen Sekunden zu verkohlen begannen, was zu einer eingeschränkten Brandleistung der Balkenproben führte. Ein nahezu vergleichbares Verhalten wurde für alle Träger beobachtet, unabhängig davon, ob sie aus speziellen Pyroguard-Schichten bestanden oder nicht, was (abgesehen von der begrenzten Anzahl von Tests) den Bedarf an weiteren, erweiterten Untersuchungen belegt.

Louter und Nussbaumer [77] führten umfassende experimentelle Tests an LG-Trägern durch, die aus Standardglasschichten bestanden. Abweichend von [18] wurde gemäß EN-Vorschriften (Abschnitt 2) eine Standardbrandkurve für die Beladung des Ofens berücksichtigt. Im Rahmen der experimentellen Studie wurden drei Träger im Originalmaßstab untersucht. Bei gleicher Gesamtabmessung der Träger (1 m × 0,1 m) wurden Abweichungen hinsichtlich des Glastyps (AN, HS bzw. FT) berücksichtigt. Der Referenzquerschnitt bestand aus 3 SLS-Schichten mit einer Dicke von 10 mm, die durch SG-Folien (1,52 mm dick) miteinander verbunden waren.

Es wurde ein Vierpunkt-Biegeversuchsaufbau mit vor Brandeinwirkung geschützten Endstützen in Betracht gezogen und die Brandlast zusammen mit einer gleichzeitigen, konstanten mechanischen Belastung in Form von 115 kg im Mittelfeldabschnitt zugewiesen. Angesichts der begrenzten Spannungswirkung aufgrund der zugewiesenen mechanischen Belastung (mit maximalen Zugspannungen in der Größenordnung von 5 MPa in der Mitte der Träger) erwiesen sich die Proben als recht stabiles Verhalten unter Beschuss für >40, >45 und >50 Bei AN-, HS- und FT-Trägern dauert es bis zum Einsturz mehrere Minuten (Abbildung 15). Eine allgemeine Beobachtung bei solchen Tests ist, dass die Zwischenfolien bereits nach wenigen Minuten Feuereinwirkung zu schmelzen begannen und aus ihrer Position austraten; Daher verhielten sich die SLS-Glasscheiben wie nahezu vollständig entkoppelte Schichten. Andererseits konnten durch den Schutz der Balkenenden vor Feuer vorzeitige Einsturzmechanismen vermieden werden.

In diesem Artikel wurde der Stand der Technik zu strukturellen Glassystemen unter Brandbelastung vorgestellt, unter sorgfältiger Berücksichtigung aktueller Entwurfsmethoden und -probleme sowie experimenteller Forschungsbemühungen. Neben der kontinuierlich zunehmenden Verwendung von Glas in Gebäuden als Konstruktionsmaterial, das mit traditionell verwendeten Materialien interagieren und/oder diese ersetzen kann, erfordert das tatsächliche Verhalten von strukturellen Glasbaugruppen im Allgemeinen derzeit weitere Untersuchungen sowie die Anwendung spezifischer Fehler -sichere Designregeln. Dies ist der Fall bei Verglasungssystemen unter normalen Belastungen, insbesondere aber bei extremen Belastungsbedingungen, wie beispielsweise Brandunfällen.

Wie gezeigt, machen die intrinsischen Eigenschaften von Glas und seine Wechselwirkung mit anderen Komponenten (z. B. Rahmensysteme, Begrenzungsdetails usw.) Verglasungssysteme sehr anfällig für Temperaturschwankungen sowie kombinierte Auswirkungen thermischer und mechanischer Belastungen und erfordern daher multidisziplinäre Ansätze in ihrem Design. Dabei soll eine angemessene bauliche Sicherheit in Kombination mit mehreren Aspekten wie Transparenz, Ästhetik und Lichtschutzanforderungen gewährleistet werden.

Insbesondere auf Materialebene findet sich in der Literatur eine Vielzahl experimenteller Untersuchungen, die darauf abzielen, die wesentlichen Auswirkungen hoher Temperaturen auf MOE, Zugfestigkeit und thermische Rissbildung von Standardglas zu bewerten. Die meisten dieser experimentellen Ergebnisse stimmen ziemlich gut überein, soweit die MOE-Variation mit der Temperatur berücksichtigt wird. Unter Berücksichtigung verschiedener Literaturquellen können die Testergebnisse jedoch auch Hinweise auf eine starke Streuung der beobachteten Trends geben, wie beispielsweise im Fall des Wärmewiderstands von Glas (Abschnitt 4). Darüber hinaus bestehen die meisten Glasanwendungen im Bauwesen aus Verbund- oder Isolierglassystemen, es liegen jedoch nur wenige experimentelle Studien zur Charakterisierung der thermischen Effekte in Zwischenschichtfolien bei hohen Temperaturen vor.

Soweit sich die Aufmerksamkeit von der Materialebene auf die System- und Montageebene verschiebt, ist in der Literatur auch eine relativ breite Palette experimenteller Untersuchungen zu finden, die das Brandverhalten verschiedener Typologien von Glassystemen einschließlich einer Vielzahl von Grenzen sorgfältig berücksichtigen Konfigurationen, Feuereinwirkungsmuster und Glastypen (Standard- und/oder FR-Glas). Als gemeinsamer Aspekt solcher experimentellen Untersuchungen (Abschnitt 5) erwiesen sich Verbindungsdetails und Einschränkungen im Allgemeinen als eine Schlüsselrolle in den insgesamt beobachteten Reaktionen, sowohl für rahmengestützte als auch für punktgestützte Systeme. Im Allgemeinen erwiesen sich Glaseinfassungen, Wände und Balken – in den meisten Fällen – als recht stabile Leistungen unter Brandbelastung, selbst wenn sie nur aus Standardglas bestanden, was jedoch weitere umfangreiche Tests und Bewertungen mit besonderer Sorgfalt auf unterstützende Details erforderte.

Schließlich wurden in den letzten Jahren auch Literaturbemühungen unternommen, um das Potenzial und die Wirksamkeit spezieller Beschichtungen und Folien für die Nachrüstung und den Schutz bestehender Glasfenster und -systeme im Allgemeinen zu bewerten. Früheren Beobachtungen zufolge erbrachten solche Lösungen im Allgemeinen große Vorteile für unbeschichtete Glasproben, es sollte jedoch sorgfältig darüber nachgedacht werden, ihr Potenzial richtig zu optimieren.

Der Autor erklärt, dass kein Interessenkonflikt besteht.

Diese Forschungsstudie wurde im Rahmen der „Structural Task“-Aktivitäten der laufenden EU COST Action TU1403 „Adaptive Facades Network“ (www.tu1403.eu) durchgeführt. In diesem Zusammenhang danken wir COST für die Förderung des wissenschaftlichen Netzwerks und der Zusammenarbeit zwischen dem Autor und den internationalen Experten von Action.