摘要：溫差作用下封邊開裂是導(dǎo)致鋼化真空玻璃失效的主要原因。不同封邊工藝的真空玻璃，其耐兩側(cè)溫差性能不同，本文針對金屬封接的真空玻璃，通過溫差變形失效試驗和數(shù)值模擬，得出鋼化真空玻璃溫差變形失效時封邊焊料的應(yīng)力分布特征。結(jié)果表明：金屬封接鋼化真空玻璃溫差變形失效的極限溫差約為150℃；鋼化真空玻璃溫差變形均呈曲面且變形量與鋼化真空玻璃長邊尺寸為正相關(guān)關(guān)系；鋼化真空玻璃受溫差影響失效時，封邊焊料應(yīng)力分布大致相同，拉應(yīng)力出現(xiàn)在鋼化真空玻璃角點處；封邊部位的極限應(yīng)力大小為1.571MPa，等效安全應(yīng)力為0.943MPa.

鋼化真空玻璃作為國內(nèi)外具有較大發(fā)展?jié)摿Φ墓?jié)能玻璃，不僅具有普通真空玻璃的隔聲、隔熱性能，而且還具有鋼化玻璃強度高、安全等優(yōu)點[1]。在研究過程中發(fā)現(xiàn)，鋼化真空玻璃兩側(cè)鋼化玻璃存在溫差時，由于鋼化真空玻璃極低的熱傳導(dǎo)性及鋼化玻璃的熱膨脹性導(dǎo)致鋼化真空玻璃封邊開裂，最終使鋼化真空玻璃漏氣失效[2-4]。

這種安全隱患限制了鋼化真空玻璃在極熱及極寒地區(qū)的發(fā)展和使用[5]。針對這一現(xiàn)狀，國內(nèi)外眾多學(xué)者對鋼化真空玻璃的性能和材料進行了很多研究和改進。Wang等[6]利用思維進化神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對真空玻璃隔熱層傳熱系數(shù)進行建模，預(yù)測了真空玻璃的保溫隔熱性能，發(fā)現(xiàn)玻璃在升高溫度時發(fā)生線性膨脹，使真空玻璃封接部位破裂。李宏等[7]采用數(shù)值模擬的方法，分析了不同尺寸真空玻璃性能差異及不同玻璃在節(jié)能建筑中的應(yīng)用情況。Hu等[8]、趙驍真等[9]通過對支撐物參數(shù)和邊緣密封部分參數(shù)的灰色關(guān)聯(lián)評價，得到了各個指標對玻璃傳熱系數(shù)的影響程度。Zhu等[10]分析了基材玻璃的厚度、密封邊的寬度、支撐柱陣列間距以及隔熱框架結(jié)構(gòu)對真空玻璃傳熱的影響�；降萚11]提出了短波紅外線加熱和吸波玻璃粉相結(jié)合的封接技術(shù)，使鋼化真空玻璃的生產(chǎn)更加快速高效。產(chǎn)品表面應(yīng)力均勻一致，玻璃退火程度不超過15%，對玻璃基板的初始應(yīng)力要求較小。蘇行等[12]、Fang等[13]利用冷熱循環(huán)試驗驗證鋼化真空玻璃可靠度，結(jié)果表明真空玻璃在經(jīng)過熱冷循環(huán)試驗后傳熱率增加10.1%，真空度下降0.6Pa，但邊緣封接部分未發(fā)生破裂，仍滿足使用要求。Memon等[14-15]研究了低溫表面感應(yīng)對真空抽取、泵孔密封和復(fù)合邊緣密封的熱性能的影響，并設(shè)計了真空隔熱玻璃的新型無鉛密封材料，通過減少真空邊緣密封的寬度和涂層的輻射率，改善了真空隔熱玻璃的熱性能。

不同封邊工藝的真空玻璃，其耐兩側(cè)溫差性能不同，本文針對金屬封接的真空玻璃，利用有限元軟件ABAQUS結(jié)合試驗所得數(shù)據(jù)分析鋼化真空玻璃兩側(cè)受溫差影響漏氣失效時封接焊料的應(yīng)力分布特征，得出其極限應(yīng)力和等效安全應(yīng)力，為鋼化真空玻璃的性能設(shè)計和優(yōu)化提供一定科學(xué)依據(jù)。

1 鋼化真空玻璃溫差變形失效試驗

鋼化真空玻璃具有良好的隔熱保溫、隔音降噪的功能， 可以減少對能源的浪費。但當鋼化真空玻璃上下兩片鋼化玻璃存在較大溫差時，封邊會產(chǎn)生較大應(yīng)力，一但應(yīng)力超過其承受應(yīng)力，封接焊料就會受到破壞，鋼化真空玻璃將漏氣失效。對鋼化真空玻璃溫差變形失效時封接焊料所受的應(yīng)力進行分析，研究鋼化真空玻璃溫差變形的安全性能。

1.1 鋼化真空玻璃溫差變形失效分析試驗過程

為研究鋼化真空玻璃變形失效的極限溫差，取洛陽蘭迪玻璃機械股份有限公司生產(chǎn)的鋼化真空玻璃進行溫差變形失效試驗。其試驗過程如下：

（1）取尺寸為586×2214mm、745×2000mm、865×2193mm的鋼化真空玻璃(6+0.5V+6)作為試驗試樣，編號1、2、3。將玻璃黏貼于加熱墊上，如圖1所示；

（2）在IPC-610H工控機的控制面板上設(shè)定鋼化真空玻璃的的初始溫度為30OC，對鋼化真空玻璃試樣一側(cè)按照1℃/min的速度進行加熱；

（3）當鋼化真空玻璃兩端位移升后，觀察鋼化真空玻璃的位移，一旦發(fā)生下降，立刻記錄此時的溫度；

（4）重復(fù)（2）-（3），對其他尺寸的鋼化真空玻璃進行試驗，并記錄破壞時的溫度。

圖1 鋼化真空玻璃試樣

Figure 1 Glass sample

1.2 鋼化真空玻璃溫差變形失效試驗結(jié)果

通過對鋼化真空玻璃進行溫差破壞試驗，得出鋼化真空玻璃破壞時的溫差，如表1所示。

表1 鋼化真空玻璃破壞溫度匯總表

Tab. 1 Summary of failure temperature of toughened vacuum glass

根據(jù)鋼化真空玻璃溫差變形失效的試驗結(jié)果得出，金屬封接鋼化真空玻璃失效時的溫差約為150oC。根據(jù)上面鋼化真空玻璃的溫差結(jié)果模擬鋼化真空玻璃溫差變形，研究鋼化真空玻璃溫差破壞時封邊部位的應(yīng)力和變形特征。

2 鋼化真空玻璃溫差變形失效數(shù)值模擬

2.1 鋼化真空玻璃溫差變形物理模型建立

為簡化鋼化真空玻璃模型數(shù)值模擬計算，現(xiàn)對鋼化真空玻璃溫差變形模型作出如下假設(shè)：1) 彈性體假設(shè)：鋼化玻璃是脆性材料，未超過極限荷載均表現(xiàn)為理想彈性特性；2) 角點邊界無位移：即鋼化真空玻璃變形過程中，低溫面鋼化玻璃的四個邊角點Z軸方向位移為零；3) 連續(xù)均勻性假設(shè)：即鋼化玻璃、焊料、支撐物都是連續(xù)均勻材料。

建立鋼化真空玻璃物理模型（6+0.5V+6），如圖2所示，模型尺寸與試驗保持一致。封接焊料有效尺寸為6.5mm，厚度為0.5mm。支撐物為直徑0.5mm、高度0.5mm的鋼柱，采用間距50×50mm的正方形支撐排布。鋼化真空玻璃結(jié)構(gòu)中不同材料參數(shù)如表2所示。

圖2 鋼化真空玻璃結(jié)構(gòu)模型

Fig.2 Structural model of tempered vacuum glass

表2 鋼化真空玻璃材質(zhì)基本參數(shù)

Table 2 Basic parameters of tempered vacuum glass

為研究鋼化真空玻璃在服役狀態(tài)下的變形特征，對模型進行初始條件和邊界條件的設(shè)置。

（1）在鋼化真空玻璃上下表面施加一個大小為101 kPa的大氣壓，保證其內(nèi)部為真空狀態(tài)；

（2）將鋼化真空玻璃兩側(cè)初始溫度設(shè)置為30 ℃，在后續(xù)步驟中，將受熱一側(cè)鋼化玻璃溫度修改為180 ℃，保證鋼化真空玻璃兩側(cè)溫差達到極限溫差150 ℃；

（3）將鋼化真空玻璃常溫面四個邊角點Z軸方向的位移設(shè)置為0，由此玻璃中心點位移即為鋼化真空玻璃受高溫后的變形量。

2.2 鋼化真空玻璃封邊焊料溫差變形數(shù)值模擬結(jié)果分析

通過對鋼化真空玻璃進行溫差破壞試驗，得出鋼化真空玻璃溫差變形失效時的溫差，利用ABAQUS有限元軟件建立鋼化真空玻璃的數(shù)值分析模型，得到鋼化真空玻璃溫差失效時鋼化真空玻璃和封邊焊料的應(yīng)力和變形，變形云圖如圖3、4所示。

(a) 試樣1

(b) 試樣2

(c) 試樣3

圖3 鋼化真空玻璃溫差失效變形云圖

(a) 試樣1

(b) 試樣2

(c) 試樣3

圖4 溫差失效下鋼化真空玻璃封接部位應(yīng)力云圖

從圖3中可以看出鋼化真空玻璃受溫差影響變形失效時，其變形呈對稱狀態(tài)。由于常溫面玻璃的四角的Z軸方向固定，變形量在鋼化真空玻璃中心，向四周逐漸減小。為研究鋼化真空玻璃溫差變形失效時封接部位的極限應(yīng)力，截取鋼化真空玻璃溫差變形失效時封接部位的應(yīng)力曲線，如圖5所示。并將其所受最應(yīng)力匯總于表3。

從圖5中可以看出，鋼化真空玻璃溫差變形失效時，封邊焊料的應(yīng)力分布具有對稱性且趨勢大致相同，且隨長邊尺寸增加，鋼化真空玻璃封邊焊料的極限應(yīng)力越大。由于受熱一側(cè)鋼化玻璃翹曲，故鋼化真空玻璃四角處焊料所受的拉應(yīng)力較大，中間呈波浪形變化且長邊中部應(yīng)力均在壓應(yīng)力大小為1.0MPa附近波動�？梢婁摶婵詹Ａ夭钭冃螘r，封接焊料呈曲面變形，中部受力均勻。最容易發(fā)生破壞的地方在鋼化真空玻璃靠近邊角處的位置。

表3 鋼化真空玻璃失效時焊料所受的應(yīng)力表

Tab.3 Maximum stress of solder when toughened vacuum glass is damaged

從表3中可看出鋼化真空玻璃失效時封接部位所受應(yīng)力平均值為1.571MPa，且極限應(yīng)力與鋼化真空玻璃尺寸呈正相關(guān)。為保證服役過程中鋼化真空玻璃的安全使用，將鋼化真空玻璃封接焊料的安全應(yīng)力取封接部位極限應(yīng)力的60%，即將0.943MPa作為鋼化真空玻璃封接焊料的等效安全應(yīng)力。

3 鋼化真空玻璃靜力學(xué)狀態(tài)下封接部位的剪切性能

在無溫差作用下的鋼化真空玻璃封接焊料的僅受鋼化真空玻璃自重的影響。此時封接部位所受的剪切應(yīng)力為

式中：τ為封接部位的剪切應(yīng)力，MPa；

ρ為鋼化真空玻璃的密度，Kg/m3；

A為鋼化真空玻璃的長度，m；

B為鋼化真空玻璃的寬度，m；

h為兩片鋼化玻璃厚度，m；

b為封接焊料的寬度，m。

現(xiàn)以一種鋼化真空玻璃為例說明：鋼化真空玻璃的規(guī)格為：6mm+0.5mm+6mm，長寬尺寸為2m×3m；鋼化真空玻璃的密度為2500kg/m3；封接焊料有效寬度為6.5mm。此時封接部位的剪切應(yīng)力為：

由計算結(jié)果可知，鋼化真空玻璃兩側(cè)不存在溫差的情況下，封接焊料的剪切應(yīng)力大小為0.0023MPa，遠小于封接焊料的安全應(yīng)力0.943MPa。故在兩側(cè)鋼化玻璃所處溫度環(huán)境一致時，封接焊料剪切強度可以承受鋼化真空玻璃自重，鋼化真空玻璃為安全狀態(tài)。

5 結(jié)論

（1）鋼化真空玻璃受溫差影響變形失效的極限溫差約為150℃，此時鋼化真空玻璃密封處開裂，導(dǎo)致其漏氣失效。

（2）鋼化真空玻璃溫差失效變形均表現(xiàn)為對稱分布，即鋼化真空玻璃中心處到邊緣變形逐漸減小。且鋼化真空玻璃的變形量隨鋼化玻璃長邊尺寸加大而加大。

（3）鋼化真空玻璃溫差變形失效時封接焊料應(yīng)力分布趨勢大致相同，拉應(yīng)力在角點處，中部呈波浪形且在壓應(yīng)力大小為1MPa附近波動。

（4）封接焊料的極限應(yīng)力為1.571MPa，為保證服役過程中鋼化真空玻璃的安全性，取極限應(yīng)力的60%，即0.943MPa作為安全應(yīng)力，兩側(cè)溫差不高于90℃時，鋼化真空玻璃為安全狀態(tài)。

參考文獻

[1]張紅霞. 基于真空玻璃特性的節(jié)能定制方案[J]. 玻璃. 2020, 47(04): 36-40.

[2]劉小根，齊爽，孫與康. 真空玻璃的應(yīng)力分析及強度設(shè)計[J]. 硅酸鹽通報. 2022, 41(04): 1141-1147.

[3]高帥，岳高偉，藺海曉，等. 鋼化真空玻璃在溫差作用下的變形特征[J]. 硅酸鹽通報. 2022, 41(11): 3918-3924.

[4]陳怡靜，曾惠丹，李奧，等. 封接玻璃作用機理和應(yīng)用研究進展[J]. 硅酸鹽學(xué)報. 2021, 49(08): 1577-1584.

[5]劉慧.鋼化真空玻璃高溫溫差下的變形特征[D].河南理工大學(xué),2020:47-54.

[6]Wang L, Gastro O, Wang Y Q, et al. Intelligent modelling to predict heat transfer coefficient of vacuum glass insulation based on thinking evolutionary neural network[J]. The Artificial intelligence review, 2020,53(8): 5907-5928.

[7]李宏，李璟瑋，陳鵬，等.基于有限元分析的真空玻璃傳熱性能數(shù)值模擬研究[J]. 硅酸鹽通報. 2022, 41(04): 1148-1156.

[8]Hu D F, Liu C, Li Y B. Reliability analysis of toughened vacuum glass based on gray relation decision[J]. Mathematical Problems in Engineering, 2018, 2018: 1-10.

[9]趙驍真,胡東方,江春偉.全鋼化真空玻璃傳熱系數(shù)和傳熱指標的灰關(guān)聯(lián)分析[J].節(jié)能技術(shù),2021,39(03):221-224.

[10]Zhu Q, Wu W, Yang Y, et al. Finite element analysis of heat transfer performance of vacuum glazing with low-emittance coatings by using ANSYS[J]. Energy and Buildings. 2020, 206: 109584.

[11]化山，徐志武，王輝，等. 短波紅外線加熱封接技術(shù)在鋼化真空玻璃中的應(yīng)用[J]. 玻璃. 2017, 44(09): 40-45.

[12]蘇行,胡東方.溫差作用下鋼化真空玻璃封接部位強度分析[J].建筑節(jié)能(中英文),2021,49(03):78-81.

[13]Fang Y, Hyde T, Eames P C, et al. Theoretical and experimental analysis of the vacuum pressure in a vacuum glazing after extreme thermal cycling[J]. Solar Energy. 2009, 83(9): 1723-1730.

[14]Memon S, Fang Y, Eames P C. The influence of low-temperature surface induction on evacuation, pump-out hole sealing and thermal performance of composite edge-sealed vacuum insulated glazing[J]. Renewable Energy. 2019, 135: 450-464

[15]Memon S, Eames P C. Design and development of lead-free glass-metallic vacuum materials for the construction and thermal performance of smart fusion edge-sealed vacuum glazing[J]. Energy and Buildings. 2020, 227: 110430.