Evaluación de vulnerabilidad y capacidad estructural de fachadas de vidrio históricas bajo Bird

Fecha: 31 de agosto de 2023

Autores: Chiara Bedon y Maria Vittoria Santi

Editor académico:Francesco Zammori

Fuente: Problemas matemáticos en ingeniería, vol. 2022, ID de artículo 6059466, 20 páginas, 2022, Hindawi

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

El análisis del impacto de aves es de particular relevancia para aplicaciones de ingeniería aeronáutica, donde los componentes principales del ala o del fuselaje pueden sufrir una posible colisión durante la etapa de vuelo y provocar daños estructurales graves. Para ello, el Reglamento Federal de Aviación exige pruebas y certificaciones específicas de evaluación de la resistencia al impacto de aves. En la construcción, el vidrio también se utiliza ampliamente para componentes portantes verticales y horizontales. En este tipo de contexto de diseño estructural, se presta mayor atención a la presión del viento, las cargas sísmicas, el impacto debido a la multitud y al cuerpo humano (es decir, para evitar caídas), o incluso las explosiones, y se plantea una consideración bastante nula al impacto de aves. análisis, debido a sus fuerzas de impacto limitadas esperadas y efectos sobre el vidrio.

Este artículo investiga un tema de este tipo dando evidencia de la respuesta dinámica de una fachada de vidrio existente construida en los años 60 como parte de un museo en Italia. El análisis de vulnerabilidad se lleva a cabo con modelos numéricos de Elementos Finitos (FE) computacionalmente eficientes de uso consolidado para choques con aves, basados ​​también en caracterizaciones mecánicas preliminares a partir de inspecciones geométricas en campo y experimentos de Análisis Modal Operacional (OMA). Los efectos dinámicos locales y globales debidos al impacto localizado de aves en la fachada de vidrio examinada se discuten basándose en el análisis numérico paramétrico del método Euleriano-Lagrangiano acoplado (CEL).

El análisis de impactos de aves y la predicción de daños son de particular relevancia para las aplicaciones de ingeniería aeronáutica, donde los principales componentes de las alas o del fuselaje pueden sufrir una posible colisión con aves durante la etapa de vuelo y provocar daños estructurales graves a los componentes de la aeronave. Con este objetivo, las Regulaciones Federales de Aviación (FAR) proporcionan indicadores de rendimiento de referencia para los componentes orientados hacia adelante y requieren una evaluación específica de la resistencia al impacto de aves (generalmente basada en pruebas de certificación). A lo largo de los años, los estudios de investigación se han centrado en la evaluación y el desarrollo de enfoques numéricos de elementos finitos (FE) eficientes y confiables que podrían usarse para respaldar o reemplazar experimentos, y se han tenido en cuenta varios enfoques para aplicaciones específicas en el diseño y las tecnologías de aeronaves. [1–4]. Entre los estudios existentes, se señaló la vulnerabilidad de los componentes de los aviones a este tipo de impacto de cuerpo blando a alta velocidad.

En aplicaciones de construcción, el vidrio también se utiliza ampliamente para componentes portantes verticales y horizontales [5]. Especialmente para aplicaciones de fachadas, hoy en día se encuentran disponibles varios documentos técnicos y directrices para ayudar a los diseñadores a prevenir posibles daños y fallas de los paneles de vidrio bajo acciones de diseño ordinarias e incluso impactos [6]. En este tipo de contexto de diseño estructural para edificios, la mayor atención de las investigaciones sobre fachadas y envolventes de vidrio se presta al análisis, modernización y/o mitigación de los efectos máximos debidos a la acción del viento [7-9], cargas sísmicas [10- 14], impacto debido a multitudes/cuerpos humanos [15-20] (donde se debe evitar el riesgo potencial de caída de los ocupantes del edificio), o incluso explosiones [21-24] y peligros múltiples [25], y más bien nulo Se propone consideración para el análisis del impacto de aves, ya que a menudo se asocia con fuerzas de impacto insignificantes/limitadas y efectos sobre los componentes de vidrio. Si bien esto es cierto para la mayoría de las aplicaciones de vidrio estructural modernas y de nuevo diseño, en las que se tienen en cuenta enfoques de cálculo específicos frente a acciones ordinarias convencionales y eventos accidentales en edificios, se debe prestar especial atención a los componentes de vidrio existentes e incluso históricos, que no fueron Específicamente concebido para ofrecer cualquier tipo de capacidad de carga, pero sólo realizado en forma de componentes no estructurales.

En este artículo, la atención se centra en una fachada de vidrio construida en 1962 y actualmente sujeta al impacto accidental de un pájaro. El análisis de vulnerabilidad se lleva a cabo con el apoyo de modelos numéricos FE computacionalmente eficientes realizados en ABAQUS/Explicit [26] y representativos del uso de literatura consolidada para investigaciones de choques con aves. Al hacerlo, también se presta especial atención a la caracterización del modelo estructural, basada en la inspección geométrica en el campo y experimentos de Análisis Modal Operacional (OMA), en apoyo de la identificación dinámica de características estructurales/mecánicas.

Como se muestra, a diferencia de las aplicaciones aeronáuticas, los aspectos relevantes están representados por la variación en las características estructurales y mecánicas de los sistemas objetivo (es decir, componentes de aviones versus componentes de fachada), pero también por variación en las características de impacto (es decir, baja velocidad de impacto para edificios en lugar de referencia). valores de ≈150–300 m/s para aplicaciones de aviones). El estudio demuestra que incluso los choques menores con aves pueden implicar picos de tensión elevados en sistemas de vidrio similares y, por lo tanto, puede ser necesario prestar atención para evitar posibles fallos. Además, el análisis muestra los efectos dinámicos locales y globales de un impacto relativamente localizado en las fachadas que deberían analizarse en forma de sistemas compuestos en lugar de componentes de vidrio individuales.

Los experimentos de impacto de aves y las simulaciones numéricas son de particular interés, especialmente para aplicaciones de ingeniería aeroespacial, donde los componentes de las aeronaves deben diseñarse específicamente para resistir impactos accidentales de cuerpos blandos de alta velocidad provenientes de aves. Se pueden encontrar estudios experimentales contra diferentes componentes estructurales, por ejemplo, en [27, 28].

Las simulaciones numéricas, en este contexto, pueden proporcionar un soporte eficiente para el diseño y evitar protocolos experimentales complejos. Al mismo tiempo, sin embargo, se debe prestar especial atención a la descripción y caracterización de los componentes del modelo, así como a las características del impactador [2, 3, 29]. En realidad, los efectos máximos se pueden predecir basándose en modelos analíticos eficientes [30], o enfoques numéricos según la (poco práctica) descripción lagrangiana de las aves [31], o el enfoque hidrodinámico de partículas lisas (SPH) sin malla [32-34] o incluso al enfoque Euleriano-Lagrangiano (CEL) acoplado de límite fijo y dependiente de la malla [35, 36]. Un enfoque alternativo prometedor y eficiente al método CEL clásico está representado por la opción de dominio euleriano móvil disponible en ABAQUS/Explicit [37], en la que el volumen euleriano no está fijo en el espacio pero puede moverse y permitir una fuerte reducción en el refinamiento de la malla.

Con un enfoque específico en el vidrio para aplicaciones de construcción, los estudios de la literatura se han dedicado a lo largo de los años a la evaluación del rendimiento de carga de varios sistemas y componentes bajo impacto de cuerpo duro o cuerpo blando, aprovechando experimentos de laboratorio y/o simulaciones numéricas [15-20]. Para los sistemas y componentes de fachada, esto está en línea con las normas de diseño y las recomendaciones técnicas (como, por ejemplo, la norma EN 12600, el documento DIN 18008-4 Anexo A, CWCT TN 76) que se utilizan para evitar que los ocupantes del edificio se caigan (en caso de rotura de vidrio), ver [18]. Un aspecto común de los estudios de la literatura es que el vidrio laminado (LG, con un mínimo de dos capas de vidrio) se tuvo en cuenta para la mayoría de las aplicaciones estructurales. Al mismo tiempo, las condiciones de impacto se caracterizaron por configuraciones de instalación estandarizadas de los estándares. En consecuencia, el impactador consistía en un neumático gemelo convencional o una bolsa esferocónica (con una masa total de M = 50 kg cada uno), véase la Figura 1. En estas condiciones, la dinámica del impacto de un sistema de vidrio determinado se cuantifica y evalúa comúnmente en términos de energía de impacto de entrada Eimp, basada en la masa M y la velocidad de impacto v del impactador:

e indicadores de rendimiento específicos para que el sistema de vidrio verifique, bajo configuraciones de impacto con hasta Eimp = 800 J de energía de impacto y varios puntos de impacto en el vidrio [38, 39].

En el presente estudio se tienen en cuenta las fachadas históricas de vidrio (que no han sido diseñadas específicamente para resistir posibles impactos). La atención se centra en la evaluación de la vulnerabilidad de los impactos de aves, inspirándose en un sistema de vidrio en servicio realizado en Italia. A diferencia de los impactadores convencionales para la certificación y evaluación de fachadas de vidrio (es decir, Figura 1), las aves tienen una masa relativamente pequeña y propiedades mecánicas específicas que deben tenerse en cuenta a efectos de cálculo. Según la literatura, el enfoque numérico clásico CEL se utiliza para evaluar la vulnerabilidad del sistema en escenarios accidentales realistas.

3.1. Propiedades geométricas

El sistema estructural objeto de estudio consiste en un conjunto acero-vidrio diseñado en 1961 y construido en 1962, como una composición de paneles de vidrio y una retícula de parteluces de acero y travesaños arqueados (Figura 2(a)). El aspecto particular de este sistema estructural se presenta por su forma (concepto de fachada circular) y por su tamaño (en general incluido en una forma rectangular de aproximadamente 7 m de ancho y 5 m de alto, ver Figura 2(b)), en comparación con el espesor y la capacidad de carga de componentes individuales. De hecho, los elementos de vidrio tienen una forma que sigue la trayectoria circular general de la fachada y se caracterizan por un espesor total monolítico simple (y relativamente pequeño), en comparación con la superficie cubierta. Además, los elementos de acero se reducen al mínimo para preservar la transparencia de la fachada. El sistema examinado pertenece al museo llamado Centro de Información y Documentación (CID), que se encuentra en Torviscosa (Udine), ver Figura 3 y [40].

3.2. Límites mecánicos

Para los fines de la presente investigación, se realizó un análisis de diagnóstico preliminar en el campo para verificar el estado actual de los elementos de la fachada, es decir, los paneles de vidrio, los miembros de acero y las capas de unión entre los componentes de vidrio y acero. La evaluación preliminar se aprovechó aún más con una inspección geométrica para medir el tamaño real de los paneles y los componentes de refuerzo. La caracterización geométrica de la fachada examinada se resume en la Figura 2 (b). El tamaño máximo del panel de vidrio central se midió en 3,3 metros de alto por 2,58 metros de ancho. La masa de los elementos de acero y vidrio se calculó en aproximadamente MTOT = 2358 kg, donde la suma total de los elementos de vidrio se estimó en ≈0.13 MTOT (≈309 kg). En la Tabla 1 se presenta una lista de propiedades para todos los componentes de vidrio.

Tabla 1 Resumen de características de los componentes de vidrio (etiquetas como para vista interior).

Del análisis visual, ver Figura 4, también se observó una condición de límite bastante lineal para todas las placas de vidrio. La condición de sujeción se logró, en el momento de la construcción, mediante miembros sólidos de acero que se atornillaron entre sí para crear parteluces y travesaños para la estructura metálica. Luego, el miembro central de cada parteluz o travesaño arqueado se ensambló rígidamente con miembros adyacentes o interceptores, para componer la rejilla del marco. Al mismo tiempo, se conectaron dos miembros sólidos de acero adicionales mediante tornillos al elemento central, para crear un espacio delgado (≈10 mm) para posicionar y sujetar las placas de vidrio en el medio. De hecho, se utilizó un relleno de silicona (de 3 mm de espesor) para unir linealmente los elementos de vidrio y acero. El espesor de los paneles de vidrio recocido (5 mm) finalmente se confirmó mediante experimentos de vibración OMA en el campo y la identificación dinámica de parámetros estructurales (ver Sección 5).

3.3. Condiciones operacionales

El museo CID (y la fachada de vidrio y acero en el lado sur del edificio) está sujeto a acciones de diseño ambientales y humanas desde su construcción original. Para el sistema de vidrio, se pueden detectar varias fuentes de vibración en condiciones operativas normales. De hecho, el edificio está muy cerca de una planta industrial activa y del intenso tráfico diario de camiones y coches. Además, una vía de ferrocarril (red ferroviaria Trieste-Venecia) discurre paralela al edificio, a sólo unos metros de distancia. Finalmente, la fachada de vidrio es objeto de cargas de viento y ráfagas, e incluso de golpes accidentales bastante frecuentes de aves (Figura 5), ​​lo que sugirió la necesidad de investigaciones detalladas adicionales.

Los eventos accidentales típicos de la fachada bajo investigación se caracterizan por el choque de faisanes comunes (Phasianus colchicus) como en la Figura 6(a) o palomas (Columba livia) como en la Figura 6(b). El primer tipo de impactador de cuerpo blando (“B#1”, en adelante) se caracteriza por una masa promedio M1 = 1,3 kg (para las hembras y hasta 1,8 kg para los machos), con una velocidad máxima de vuelo v1, max = 20 m/s [41]. El segundo tipo de impactador, “B#2”, se caracteriza por un tamaño relativamente pequeño, con M2 = 0,25–0,38 kg y v2, max = 40 m/s la velocidad máxima [42]. Según la ecuación (1), la fachada examinada está potencialmente sujeta a condiciones de impacto como se resume en la Tabla 2 (valores límite). En el presente estudio, la atención se centró principalmente en el impactador B#1 con 1,3 kg de masa y B#2 con 0,38 kg de masa, basándose también en observaciones de campo (es decir, Figura 5).

Tabla 2 Resumen de las características del impacto del impacto de aves para el presente estudio, con la energía de impacto máxima esperada (basado en la ecuación (1)).

3.4. Resistencia del vidrio de referencia

El sistema de fachada examinado se caracteriza por el uso de paneles de vidrio monolítico recocido (5 mm de espesor) que no fueron concebidos, en el momento del diseño y construcción, para ofrecer una capacidad de carga específica contra eventos accidentales. En realidad, esta condición es un problema importante por motivos de seguridad, dado que el vidrio monolítico recocido no es capaz de proporcionar niveles de seguridad adecuados como LG [5, 43].

De hecho, las regulaciones y estándares de diseño existentes requieren que cualquier tipo de condición accidental se verifique adecuadamente en términos de picos de tensión y resistencia, así como límites de deformación y capacidad residual posterior a la falla [43]. Especialmente en términos de verificación de resistencia, los eventos de impacto representan una condición crítica para los paneles de vidrio monolíticos, dado que no pueden aprovechar la unión de las capas intermedias y su plasticidad y disipación adicionales. En realidad, la resistencia a la tracción de diseño del vidrio flotado recocido bajo cargas convencionales debería calcularse como [43]:

con fg; k = 45 MPa; kmod en función del tiempo de carga (1 para cargas instantáneas); RM = 1 para vidrio recocido de segunda clase; γM = 2,5 para vidrio recocido. Siguiendo [43], cuando la comprobación de resistencia se realiza a una distancia d de los bordes del vidrio que es al menos igual (o superior) a 5 s (siendo s el espesor del vidrio), se supone que ked = 1 y λgl = 1. Además, ksf = 1 para vidrio flotado. Finalmente, λgA está comprendido entre 0,75 y 1, para tener en cuenta el área del vidrio sometida a tensión máxima y la probabilidad estadísticamente mayor de presencia de defectos en el vidrio.

La verificación de resistencia se verifica cuando la acción de diseño dada da como resultado tensiones máximas (debido a la i-ésima acción de diseño magnificada Ed, incluido el factor de seguridad parcial) hasta:

Para cargas de diseño excepcionales, documentos técnicos como [43] también exigen que “para determinar las cargas causadas por acciones excepcionales como incendios, impactos y explosiones, se puede hacer referencia a las indicaciones contenidas en las normas técnicas nacionales”.

Para investigaciones específicas de vidrio bajo impacto y acciones impulsivas, se puede considerar que el factor de aumento dinámico (DIF) reemplaza la resistencia característica cuasiestática del material (consulte también la Figura 7 y [6, 44]), por lo que la condición límite a satisfacer (con acciones de diseño Ed en su valor característico) viene dada por:

También se utilizaron secciones de carcasa monolíticas (tipo S4R) situadas en el mismo plano xy para los paneles de vidrio (Figura 8(c)), mientras que la restricción continua de "unión" de superficie a superficie se introdujo a lo largo de los bordes de los paneles de vidrio. Por lo tanto, el espacio libre de flexión de los paneles de vidrio se configuró para que coincidiera con su superficie expuesta, mientras que la región de vidrio de 20 mm de profundidad incrustada en el marco se simplificó con una abrazadera rígida ideal. Finalmente se asignaron límites nodales rígidos para componentes traslacionales (ux = 0, uy = 0, uz = 0) y rotacionales (rx = 0, ry = 0, rz = 0) a los bordes perimetrales de los elementos del marco, para reproducir la mecánica. Fijaciones de estructura metálica de base circular al fondo de hormigón. Este modelo estructural de EF se utilizó para varias simulaciones de choques con aves como se muestra en la Figura 8(d). Al hacerlo, el tamaño y el patrón de la malla se calibraron basándose en un estudio de sensibilidad preliminar. El tamaño de borde final de los elementos basados ​​en 4 nodos resultó en un promedio de 0,03 m (0,01 m el mínimo y 0,06 m el máximo), para un total de ≈21.000 elementos de caparazón y ≈136.000 grados de libertad (Figura 8). Para los fines del presente estudio, a través del análisis paramétrico del impacto de aves, se descartó la amortiguación estructural como es habitual para los sistemas de vidrio bajo impacto o eventos impulsivos, porque se caracteriza por una variación insignificante de los efectos máximos debido a las cargas mecánicas impuestas [15, 18, 19 , 47, 48].

La caracterización mecánica de los materiales se basó en los esfuerzos de la literatura, por lo que se utilizó una ley constitutiva elástico-plástica idealizada para el acero (Es = 210 GPa el módulo de Young, νs = 0,3 la relación de Poisson, ρs = 7800 kg/m3 su densidad, con rendimiento σy, s = 235 MPa), y se ignoraron los efectos de la tasa de deformación.

Para el vidrio se tuvo en cuenta la opción del material de “fisuración frágil”, basada en un modelo de daños de Rankine. En particular, los parámetros de entrada se establecieron en Eg = 70 GPa, νg = 0,23, ρg = 2490 kg/m3 [43, 49]. Con respecto a la evolución del daño y la propagación en tensión, la energía de fractura Gf = 3 J/m2 se asumió a partir de [50, 51] con propiedades relevantes del material de entrada para tener en cuenta la posible fractura del vidrio (subopciones de “cizallamiento frágil” y “fallo frágil”) ), mientras que la resistencia a la tracción en flexión se fijó en fg: k = 45 MPa [43, 49] como para el vidrio recocido bajo cargas cuasiestáticas (Sección 3.4). Los estudios de la literatura sobre la tendencia del DIF para la resistencia a la tracción bajo impacto y, en general, como función de la tasa de deformación, sugieren de hecho un aumento bastante limitado para el rango de tasa de deformación que fue objeto de la presente investigación [6, 44]. En la Figura 7 también se presenta una comparación cuantitativa que respalda esta suposición, donde el DIF para la resistencia a la tracción se informa a partir de experimentos bibliográficos, como una función de la tasa de deformación impuesta. Estos valores de la literatura se comparan con la tasa de deformación promedio y máxima calculada para el presente estudio (tal como se obtuvo en la etapa de posprocesamiento de los resultados numéricos de FE).

4.1. Montaje del modelo

El estudio numérico aquí presentado se llevó a cabo en ABAQUS/Explicit [26], aprovechando el enfoque de modelado CEL consolidado. Los estudios de la literatura demostraron que este último es capaz de respaldar con mayor precisión la simulación del comportamiento de las aves en forma de fluido para escenarios de impacto y mejorar la estabilidad del análisis [45, 46]. Más precisamente, la malla euleriana se utilizó para describir aves como impactadores de cuerpo blando, mientras que el sistema estructural objeto de análisis fue discretizado mediante la formulación tradicional lagrangiana de FE. De esta manera, las fuerzas de impacto involucradas en el problema de interacción fluido-estructura se transfirieron eficientemente a los componentes estructurales objetivo (para el análisis de indicadores de desempeño tradicionales) basándose en el algoritmo de contacto basado en penalizaciones de Euleriano-Lagrangiano. Además, se utilizó la opción de malla euleriana móvil para preservar los altos costos computacionales.

4.2. Modelo estructural

El modelo estructural se desarrolló a través de varios pasos procesales, para optimizar su precisión y costo computacional. Al principio, se utilizaron elementos de ladrillo macizo en el análisis preliminar de los componentes del marco, con características geométricas reales como en la Figura 4. Después de la evaluación de la frecuencia de vibración y la configuración de flexión estática, el ensamblaje final de FE se optimizó y resultó compuesto por elementos de carcasa homogéneos (tipo S4R). capaz de reproducir las características geométricas esquematizadas en la Figura 2 (b) tanto para componentes de vidrio como de acero. El detalle esquemático de la discretización se propone en la Figura 8 (a). Para los miembros del marco con sección transversal como en la Figura 8 (a), de hecho se utilizó un conjunto de secciones sólidas completas hechas de elementos de carcasa homogéneos (tipo S4R) con espesor compensado. El conjunto de elementos de la carcasa se diseñó con el eje medio en el sistema de coordenadas global xy del conjunto FE, consulte la Figura 8 (b).

4.3. Modelo de pájaro CEL

Según varios estudios de la literatura, se tuvo en cuenta un volumen cilíndrico con extremos semiesféricos como en la Figura 9 (a). El cilindro se derivó como una forma escalada del tamaño convencional en la Figura 9(a), donde las dimensiones reportadas son válidas para un ave de 1,81 kg (requisitos de impacto de aves FAR 25 para la "Evaluación de tolerancia a daños y fatiga de la estructura" en aeronaves). [45, 52]). Al hacerlo, la relación longitud-radio se mantuvo fija en 2:1, y el diámetro de referencia D para los tipos de impactador B#1 y B2# se definió como:

siendo M la masa total del ave impactante y ρ su densidad.

Para reproducir varias configuraciones de impacto de interés técnico para la fachada de vidrio y acero actualmente investigada, se supuso que el volumen cilíndrico golpeaba la fachada de vidrio perpendicularmente, como en la Figura 9(b), por lo que el ángulo de impacto α = 90° se mantuvo fijo. Además, la superficie de vidrio objetivo para el impacto del cuerpo de los pájaros siempre se mantuvo para que coincidiera con el lado exterior de la fachada, como en la realidad. Para cada una de las condiciones de impacto examinadas, se asignó una velocidad de traslación inicial (con un vector de velocidad impuesto paralelo al eje z del ensamblaje FE) a la instancia de CEL (Figura 9(b)), y el efecto del impacto en la fachada se investigó con el soporte del algoritmo de contacto interpuesto basado en penalizaciones generales de la biblioteca ABAQUS/Explicit.

Para cada configuración de impacto, el material de las aves fue reemplazado por un volumen equivalente de agua, dado que las aves consisten principalmente en agua y aire atrapados en los huesos y las estocadas [45]. Para este objetivo, como es habitual en el enfoque CEL, se creó un volumen cúbico de elementos eulerianos (tipo EC3D8R) para incrustar la instancia del pájaro (Figura 9(b)). El volumen (0,5 × 0,5 × 0,5 m3) y el tamaño de la cuadrícula para los elementos eulerianos se establecieron para evitar la pérdida del cuerpo del pájaro CEL incrustado después del impacto y en la etapa dinámica de simulación. Para la discretización se utilizaron un total de 100.000 elementos. Además, los parámetros del agua calibrados para la caracterización del material se tomaron de [45, 46]. El aspecto más importante en este tipo de problemas hidrodinámicos es que la resistencia volumétrica y la presión del material son sensibles a la relación de densidad. La relación presión-densidad viene dada por:

donde ρ0 es la densidad del material de referencia, Γ0 y sf son constantes del material, c0 es la velocidad del sonido en el material y Em es la energía interna por unidad de masa, mientras que = (1 − ρ0/ρ) representa la compresión volumétrica nominal. deformación, siendo ρ la densidad actual del material. En el presente estudio, para incluir los efectos hidrodinámicos del material en el cuerpo de las aves bajo impacto, se utilizó la ecuación de estado (EOS) de Mie-Gruneisen (Us-Up) de la biblioteca ABAQUS. Los cuatro parámetros de entrada requeridos para Us-Up EOS, es decir, la forma Hugoniot linealmente reducida de la ecuación (6), se establecieron como se propone en [2, 45, 52-54], con c0 = 1480 m/s, sf = 0 , y Γ0 = 0. Finalmente, la densidad del material se fijó en ρ0 = 938 kg/m3. La viscosidad dinámica newtoniana también se consideró para el agua y se fijó en 0,001 Ns/m2 [55].

La validación del modelo estructural se llevó a cabo aprovechando el posprocesamiento de los resultados experimentales de las mediciones de vibración in situ basadas en OMA y, en particular, en términos de detección de modos de vibración y frecuencias de vibración correspondientes para el sistema acero-vidrio. Se aplicaron técnicas de identificación dinámica de uso típico para el monitoreo de la salud estructural a la fachada de vidrio y acero para derivar parámetros dinámicos básicos, como también de acuerdo con estudios previos sobre sistemas de vidrio [47, 56].

Se utilizaron dos sensores MEMS diferentes simultáneamente para la fachada bajo excitación aleatoria no destructiva. Para minimizar la influencia de los instrumentos y la configuración en el rendimiento de vibración de componentes de vidrio tan delgados, se utilizaron minidispositivos (Figura 10(a)), obtenidos con base en la placa de chip IMU AHRS MPU6050, sensor acelerómetro inalámbrico de tres ejes (±16 g su rango, 0,005 g la resolución y 0,2–200 Hz la frecuencia de muestreo disponible). El tamaño de cada sensor se midió en 36 × 36 mm, con 15 mm de espesor y 20 gramos de peso. De acuerdo con los parámetros de tamaño y masa reportados en la Tabla 1 para paneles de vidrio, se supuso que las dimensiones y el peso reales de un sensor MEMS típico tenían efectos insignificantes en los aspectos dinámicos estructurales (es decir, hasta ≈5000 la relación entre el peso del panel P1 y el sensor). ).

Para todas las configuraciones de OMA, los sensores se instalaron en el lado interior de la fachada. Más precisamente, consulte la Figura 10(b), uno de los sensores MEMS se mantuvo fijo en la sección media del parteluz como en el dibujo esquemático de la Figura 10(b), mientras que el segundo sensor MEMS se fijó en el centro del panel de vidrio caracterizado por tamaño máximo (P1, basado en la Tabla 1). La Figura 10 (c) muestra un detalle del sistema de referencia local (x′, y′, z′) para adquisiciones de sensores MEMS, en comparación con el sistema de coordenadas global utilizado para el conjunto FE. Durante los experimentos, la frecuencia de muestreo se fijó en 200 Hz y se recogieron varios registros bajo excitación ambiental (es decir, camiones) y golpes aleatorios con los dedos.

En términos del rendimiento de vibración del sistema, la Figura 11(a) informa la aceleración fuera del plano en el centro del panel P1, cuando se somete a pruebas OMA con impacto de dedo. En la medida en que estas aceleraciones se comparan con los registros en la sección media del tramo de montantes de acero (como en el dibujo esquemático de la Figura 6(b)), hay evidencia en la Figura 11(a) de un efecto de transferencia de carga, desde el panel de vidrio P1 ( expuesto directamente al impacto) al marco y luego a los demás componentes de vidrio de la fachada. Esto da como resultado un comportamiento de vibración bastante global del sistema en su conjunto.

En este sentido, para el análisis postprocesamiento de registros experimentales y para la derivación de frecuencias de vibración experimentales del sistema, se tomó un apoyo importante del análisis modal realizado en ABAQUS/Standard para el sistema estructural caracterizado como en la Sección 4.2.

La respuesta de frecuencia resultante se esquematiza en la Figura 11 (b), con evidencia de frecuencias de vibración numéricas y experimentales, mientras que la Figura 11 (c) muestra las formas modales de los modos de baja vibración. Como se muestra, la respuesta dinámica general se rige en su primer modo de vibración por la deformación por flexión del panel P1, siendo bastante flexible en comparación con los otros miembros estructurales. Además, los modos de vibración numéricos segundo y tercero de la Figura 11 se ven afectados únicamente por la respuesta de flexión del panel P1. Sólo se puede encontrar una respuesta compuesta a la flexión de la fachada en su conjunto para el cuarto modo o superior.

Vale la pena señalar en la Figura 11 (b) la correlación generalmente buena de las frecuencias de vibración de la estructura predichas experimental y numéricamente, lo que confirma la validez del modo estructural para los análisis de impacto.

A través de la investigación numérica, la atención se centró en el análisis paramétrico en ABAQUS/Explicit de efectos máximos debido a diversas configuraciones de impacto de interés para el sistema constructivo del caso de estudio. Se prestó especial atención a la respuesta estructural local y global de la fachada cuando se sometió a varios golpes caracterizados por diferentes puntos de impacto, o velocidad y masa de las aves, así como a la evaluación de la eficiencia de posibles intervenciones de modernización.

En general, los puntos de impacto y control se definieron como en la Figura 12. En particular:

(i) P1-1 y P2-1 se colocaron en el centro de los paneles P1 y P2, respectivamente,

(ii) P1-3, P1-5 (para P1) y P2-2 (para P2) se colocaron en la sección media de los bordes del vidrio (con una distancia de 10 s = 50 mm desde los bordes),

(iii) P1-2 y P1-4, finalmente, se interpusieron en medio de los puntos de control previamente definidos.

6.1. Punto de impacto

Las colisiones de aves sobre paneles de vidrio para aplicaciones aeronáuticas (como, por ejemplo, ventanas de cabinas de aviones) generalmente se evalúan en términos de tensión y evolución de la tensión en la región objetivo, incluidos los efectos de presurización [30]. Los efectos máximos sobre los componentes estructurales se logran en un intervalo de tiempo bastante corto, típicamente del orden de unos pocos milisegundos, y durante este intervalo se requiere que el sistema objetivo se adapte a la energía de entrada. En lo que respecta al impacto inducido por aves, se aborda el comportamiento al impacto de los componentes de vidrio para aplicaciones de construcción, ya que en el presente estudio, los documentos técnicos y las normas para el diseño estructural requieren verificar que la capacidad de resistencia del sistema sea adecuada para fines de seguridad y, por lo tanto, La evolución de la tensión de tracción en el vidrio representa un principal indicador de interés [18]. Es posible que se requiera atención adicional por la deflexión (y/o velocidad) fuera del plano de los paneles de vidrio (en comparación con las amplitudes de deflexión permitidas), pero también por la evolución de la tensión en las juntas y uniones (para evitar fallas), e incluso por las fuerzas de reacción. que el sistema de vidrio/fachada se transfiera al edificio principal (para diseñar las conexiones robustas).

Para la fachada actualmente investigada bajo el impactador B#1 a una velocidad impuesta de 20 m/s, por ejemplo, el efecto del impacto se cuantificó generalmente como en los gráficos de la Figura 13, con picos de tensión principal máxima de hasta 42 MPa en el centro de vidrio (objetivo P1-1) y todavía relativamente alto (36 MPa) para P1-2 y P1-4. Al mismo tiempo, sin embargo, se descartó la verificación de la resistencia de los miembros de la estructura metálica, debido a su respuesta elástica típica y picos de tensión relativamente pequeños (en comparación con el límite elástico del material) que se registraron a través del estudio paramétrico.

En general, los picos de tensión en la región central del vidrio se cuantificaron en alrededor de ≈90–95% de la resistencia a la tracción característica del vidrio recocido, es decir (d > 5 s):

con DIF = 1 en el presente estudio, lo que confirma la vulnerabilidad de sistemas similares al impacto accidental de aves. Según la ecuación (7) para los puntos de control en la parte central de los paneles de vidrio (d > 5 s en la ecuación (2)), se debe prestar aún más atención a los puntos de control cercanos a los bordes del vidrio (es decir, P1-3 y P1 -5 en la Figura 13), debido al efecto local de los miembros rígidos del marco y a la resistencia limitada del material. Especialmente para d < 5 s, la ecuación (2) y las reglas técnicas existentes sugieren de hecho que ked ⟶ 0,7 (para vidrio recocido); λGA ⟶ 0,75; λgl < 1 (dependiendo del tamaño del vidrio y del patrón de carga), lo que reduce a ≈ −50% el valor de resistencia de referencia para el vidrio y requiere una consideración cuidadosa contra la posible fractura.

También vale la pena señalar que los resultados comparativos de la Figura 13 confirman la localización de los efectos máximos debido al impacto en una porción limitada del vidrio (es decir, la región objetivo), con picos de tensión relativamente más pequeños en las otras regiones de la fachada. Por otro lado, la respuesta dinámica local del sistema debe abordarse prestando atención también al comportamiento global de la fachada en su conjunto, con el análisis detallado de los efectos dinámicos menores que se transfieren a los paneles de vidrio y los miembros del marco no expuestos. Este hallazgo se puede observar en términos de la evolución de la tensión en los puntos de control de la Figura 13 que no están expuestos al impacto directo.

Si bien toda la fachada estuvo involucrada en el comportamiento dinámico global bajo el impacto, también se midieron deflexiones limitadas fuera del plano para los paneles de vidrio objetivo. En la Figura 14(a) se presenta un ejemplo seleccionado para el panel P1 (objetivo P1-1). Bajo flexión, los desplazamientos máximos a lo largo del eje global z generalmente se estimaron en el rango de ≈8 mm como máximo para la región objetivo (es decir, ≈1/450 del tramo de flexión), lo cual no es relevante para propósitos de verificación estructural. Además, se observó una respuesta mayoritariamente simétrica para las secciones de vidrio monolíticas bajo impacto, como también lo resalta la medición de los valores de deformación en el plano en la Figura 14(b). En el lado interior, debe tenerse en cuenta que los valores de deformación positivos están asociados a picos de tensión de tracción para el vidrio como en la Figura 13(a) y, por lo tanto, a una posible fractura del vidrio con posibles fragmentos de vidrio hacia el interior y el consiguiente riesgo para las personas. En este contexto, el análisis de las contribuciones de energía para la fachada bajo el impacto de un pájaro dio como resultado un importante término de energía de deformación almacenado por los componentes de vidrio directamente afectados por el impacto (panel P1, en el presente ejemplo), y términos de energía bastante nulos para el marco o para los paneles de vidrio restantes (Figura 14(c)), lo que concuerda con picos de tensión y deformación bastante pequeños/insignificantes en los componentes de la fachada no sujetos a impacto.

Finalmente, se debe prestar especial atención a los aspectos geométricos y mecánicos y su efecto en la evaluación del impacto con aves. En la Figura 15(a), por ejemplo, la respuesta inducida por el impacto para el punto objetivo P2-1 se muestra en términos de evolución de la tensión en el vidrio. Los picos de tracción en P2-1 se encontraron nuevamente en el orden de ≈95% de la resistencia del material de referencia, mientras que los picos de tensión en los bordes del vidrio de forma redonda (punto de control P2-2) se estimaron en menos de la mitad. Los trazados de contorno en la Figura 15(b), a este respecto, presentan una imagen clara de la respuesta de la fachada en el primer instante después del impacto. En lo que respecta a la fachada que oscila debido al golpe, consulte la Figura 15 (c), vale la pena observar la propagación de la tensión a todos los demás componentes de vidrio (y a los miembros del marco de acero). Por otro lado, debido a la robusta sección sólida de los miembros de acero, generalmente se midieron picos de tensión bastante pequeños en la estructura de acero, con una respuesta elástica marcadamente lineal de parteluces y travesaños.

6.2. Tamaño y velocidad del impactador

Para la fachada bajo el impacto B#2 (v = 40 m/s la velocidad de impacto impuesta), se observó una respuesta dinámica cualitativa en estrecha correlación con la configuración B#1. El efecto de una masa y tamaño reducidos del impactador, pero una velocidad de impacto relativamente mayor, se puede cuantificar como en la Figura 16(a), en términos de la evolución de la tensión de tracción en la región objetivo. Vale la pena señalar que también la tendencia de la velocidad fuera del plano en la región objetivo (Figura 16(b)), que también está en línea con las observaciones cualitativas. El pequeño impactador B#2, como se muestra, está asociado a un pico de velocidad reducido en el panel objetivo y también a una duración de impulso relativamente pequeña, en comparación con B#1. Debido a la naturaleza de cuerpo blando de las aves, también es interesante observar que los picos de velocidad medidos en la etapa de flexión elástica para el sistema actualmente investigado (≈2 m/s en la región objetivo) son significativamente más altos que los picos de velocidad máxima ( ≈0,75–1 m/s en la región objetivo) que se han obtenido experimentalmente en el momento del colapso de ventanas de vidrio monolíticas tradicionales de 3 mm de espesor construidas en 60 s y sometidas a un impacto de cuerpo duro (bola de acero) [16].

Por lo tanto, para la evaluación de la capacidad estructural en diversos escenarios accidentales, se encontró que los picos de tensión de tracción en el vidrio eran el principal indicador de rendimiento de interés para el diagnóstico. A este respecto, se llevó a cabo un análisis paramétrico del sistema examinado en multitud de condiciones de impacto. Se tuvieron en cuenta los impactadores B#1 (1,3 kg) y B#2 (0,38 kg) previamente definidos. Además, el análisis de impacto se llevó a cabo bajo el impacto de un tipo de ave adicional (B#3), caracterizada por una masa total de 1,55 kg (promedio de la Tabla 2), y de un neumático gemelo tradicional (como en la Figura 1).

La Figura 17(a) muestra los picos de tensión máximos en P1-1 para el panel objetivo P1 bajo los efectos de varias configuraciones de impacto. También se destaca la resistencia del material de referencia (con DIF = 1), lo que demuestra la vulnerabilidad del sistema examinado. En la medida en que se tiene en cuenta la energía de impacto de entrada de la ecuación (1), en la Figura 17(b) se pueden ver las tendencias típicas de los picos de tensión en el vidrio. Por lo tanto, vale la pena observar la comparación cuantitativa y el comportamiento de la fachada ante el impacto de un pájaro o un impacto convencional de neumáticos gemelos (como sería necesario para los sistemas de vidrio capaces de evitar la caída de los ocupantes). Debido a la masa relativamente alta del impactador convencional de dos neumáticos para pruebas y certificación de fachadas, es posible observar que se requiere una velocidad de impacto relativamente pequeña (y, por lo tanto, energía de impacto de la ecuación (1)) para lograr tensiones críticas y fallas en el vidrio. . Para el presente estudio, las aves con una masa superior a ≈1,5 kg y una velocidad promedio superior a ≈15 m/s provocarían el colapso de los paneles de vidrio. Por otro lado, para sistemas similares con aves de tamaño pequeño y mediano, se puede observar que las tensiones máximas alcanzadas no afectan la estabilidad estructural ni la integridad de los componentes de vidrio.

6.3. Mitigación pasiva de impactos con aves

Para minimizar los efectos de este tipo de impacto accidental de cuerpo blando en el sistema histórico, se podría derivar un posible beneficio de la sustitución de paneles de vidrio monolíticos con secciones dobles LG [43]. Para el presente estudio, las placas de vidrio monolíticas originales de s = 5 mm de espesor fueron reemplazadas numéricamente por secciones LG dobles con un espesor mínimo para aplicaciones de carga (es decir, s = 9,52 mm en total, obtenido al unir una capa de vidrio de 4 mm de espesor y Capa intermedia de PVB de 1,52 mm de espesor). La Figura 18 presenta un detalle esquemático de la modernización. Además, para el presente estudio, el tamaño de la junta (20 mm de ancho y 3 mm de espesor) se mantuvo fijo como en la configuración original, para minimizar las modificaciones en los componentes del marco y el diseño general de la fachada.

Alternativamente, la retirada y adaptación de los componentes de vidrio originales puede garantizarse mediante sistemas de refuerzo externos, como por ejemplo un conjunto de cables de acero y puntos de fijación mecánicos no perforados capaces de funcionar únicamente para interacciones de contacto. En este sentido, la atención se centró en la solución “Cable X” en la Figura 19(a), mientras que el ejemplo de la Figura 19(b) muestra un posible detalle mecánico que no requiere perforación del vidrio [56]. El uso de cables de refuerzo externos puede evitar la eliminación de componentes históricos, pero también minimizar el impacto estético en el conjunto.

En términos de análisis de rendimiento y discusión comparativa de resultados, el uso de secciones LG dobles para reemplazar los paneles existentes puede permitir aumentar la sección resistente del vidrio y, por lo tanto, idealmente minimizar los picos de tensión esperados en los componentes de la fachada. Además, la masa total de vidrio se duplicaría en gran medida en comparación con la Tabla 1 (≈541 kg de vidrio en lugar de ≈308 kg, es decir, +75% del sistema actual). La modificación de la masa y la rigidez a la flexión de los componentes de vidrio también afectaría la respuesta dinámica general de la fachada.

Lo más importante es que la capacidad de flexión del LG está estrictamente relacionada con la eficiencia mecánica de las capas intermedias de unión y con su sensibilidad a las condiciones ambientales, temperatura, humedad y tiempo [41].

En la Figura 20, en este sentido, se compara el análisis de tensiones de la situación actual de la fachada con la posible modernización de la sección LG. Se presta atención a una sección LG en condiciones de “diseño”, por lo tanto, una conexión de corte bastante eficiente de la capa intermedia (gráfico “LG (diseño)”), o a la misma sección compuesta después de la degradación de la capa intermedia de unión (“LGmin (largo plazo). )” gráfico), como se puede esperar en condiciones de alta temperatura o períodos prolongados. Como se muestra, los picos de tensión en P1-1 (Figura 20(a)) y las deflexiones máximas fuera del plano (Figura 20(b)) se pueden minimizar en caso de impacto de aves, aprovechando la modernización "LG (diseño)". . Sin embargo, el efecto de la degradación entre capas sobre las tensiones y deformaciones de LG sigue siendo predominante en el efecto beneficioso global de este tipo de intervención de modernización.

Como resultado, la respuesta “LG (largo plazo)” coincide en gran medida con la situación actual. Suponiendo que posiblemente se deban preferir las intervenciones de modernización reversible con un impacto estético mínimo, especialmente para los sistemas históricos, las Figuras 20(c) y 20(d) resumen la respuesta de la fachada con el sistema de mitigación “Cable X”. Vale la pena señalar que las configuraciones examinadas son representativas de posibles ejemplos de intervención que deberían optimizarse aún más en términos de tamaño y detalles. Además, el análisis comparativo permite abordar y cuantificar los beneficios potenciales de las opciones de mitigación. Como se puede ver en la Figura 20(c), los picos de tensión máximos bajo la condición de impacto más crítica (P1-1) pueden, de hecho, preservarse eficientemente para los paneles de vidrio existentes, y la intervención de modernización en sí puede ser aún más ventajosa debido a su reversibilidad.

En cuanto a la eficiencia del sistema de modernización de cables se explora bajo diversas condiciones de impacto, la Figura 21 muestra el efecto de los cables bajo el objetivo P1-1 y velocidad/energía variable, bajo ambos tipos de posible intervención de modernización. Cabe señalar que los cables de refuerzo pueden ofrecer una capacidad de mitigación relativamente alta para los paneles de vidrio bajo diversas amplitudes de energía de impacto y, por lo tanto, actuar como una solución de mitigación pasiva eficiente capaz de proteger la fachada del riesgo de fractura accidental. La opción “LG (diseño)” sería más eficiente, pero seguiría siendo sensible a la eficiencia de unión de las capas intermedias (“LG (largo plazo)”) y altamente invasiva en los componentes de fachadas históricas.

En este artículo, se investigó el comportamiento de las fachadas de vidrio ante el impacto de pájaros con el apoyo de modelos numéricos refinados de elementos finitos (FE) basados ​​en la técnica de modelado eulerian-lagrangiano acoplado (CEL).

El análisis de impactos de aves y la predicción de daños, como se sabe, son de particular relevancia para las aplicaciones de ingeniería aeronáutica, donde los principales componentes de las alas de los componentes del fuselaje pueden sufrir una posible colisión con aves durante la etapa de vuelo y provocar daños estructurales graves a los componentes de la aeronave.

En el sector de la construcción y la edificación, donde el vidrio se utiliza ampliamente para componentes portantes e incluso para elementos secundarios o no estructurales, se debe prestar especial atención a este tipo de acciones accidentales. Este es especialmente el caso de las fachadas de vidrio históricas/existentes, que no fueron diseñadas específicamente para proporcionar un mínimo de capacidad de resistencia contra acciones de diseño ordinarias o accidentales.

Para el propósito del presente estudio, la atención se centró en un sistema de vidrio y acero de gran tamaño y con forma circular que fue construido en los años 60 en un museo y que en realidad se ve afectado por el impacto accidental de aves. El análisis numérico paramétrico mostró que incluso los impactadores de cuerpo blando con masa bastante limitada y velocidad media pueden implicar picos de tensión elevados en los componentes de vidrio y, por tanto, representar una posible condición crítica que hay que mitigar.

Además, el diseño óptimo de las intervenciones de modernización puede minimizar de manera eficiente los efectos dinámicos máximos sobre los componentes de vidrio y reducir el riesgo potencial para las personas.

Los datos que respaldan el estudio de investigación se compartirán previa solicitud.

Los autores declaran que no existen conflictos de intereses.

El Ayuntamiento de Torviscosa (Italia), Arq. Michele Lazzara, es reconocida por facilitar el análisis experimental.