姚 芬，張英杰，姚蓬飛，韓 陽，李志強(qiáng),2,3

（1. 太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院應(yīng)用力學(xué)研究所，山西 太原 030024；2. 太原理工大學(xué)材料強(qiáng)度與結(jié)構(gòu)沖擊山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山西 太原 030024；3. 太原理工大學(xué)力學(xué)國(guó)家級(jí)實(shí)驗(yàn)教學(xué)示范中心，山西 太原 030024）

夾層玻璃起源于20 世紀(jì)初，最早僅被用于汽車的風(fēng)擋玻璃；隨著建筑行業(yè)的發(fā)展，夾層玻璃以玻璃幕墻等形式被廣泛應(yīng)用于建筑物[1]。夾層玻璃由平板玻璃和聚乙烯醇縮丁醛（PVB）膠層黏接而成[2]。平板玻璃以鋼化玻璃為主，鋼化玻璃屬于安全玻璃，通常是通過化學(xué)和物理方法在玻璃表面形成壓應(yīng)力[3]，從而提高玻璃的強(qiáng)度，發(fā)生破裂時(shí)，整塊玻璃呈現(xiàn)較小蜂窩狀顆粒且外形相對(duì)規(guī)整，無尖銳碎片，有效避免傷人[4]。PVB 膠是一種具有良好的抗沖擊性能和黏結(jié)性能的超彈性材料，玻璃破裂時(shí)，玻璃碎片會(huì)黏接在PVB 膠層上，從而保證了人身安全。

近年來，世界恐怖主義的襲擊事件越來越多，襲擊對(duì)象多為高層建筑，而玻璃幕墻作為整棟建筑中最薄弱的環(huán)節(jié)[5]，其動(dòng)態(tài)力學(xué)性能成為國(guó)內(nèi)外最熱門的研究課題。在實(shí)驗(yàn)方面，Behr 等[6]采用不同質(zhì)量的鋼球?qū)A層玻璃進(jìn)行撞擊，研究沖擊時(shí)玻璃的應(yīng)變；Saxe 等[7]采用不同質(zhì)量鋼球撞擊不同尺寸的夾層玻璃，實(shí)驗(yàn)過程中逐步提高撞擊速度直至夾層玻璃發(fā)生破壞，找到玻璃面板破裂的最小撞擊速度，而后采用相同方法對(duì)已破裂的玻璃進(jìn)行撞擊直至夾層玻璃的所有玻璃面板破裂；張宗恒等[8]通過落錘沖擊實(shí)驗(yàn)，研究了PVB 夾層玻璃在不同沖擊能量下的裂紋模態(tài)以及沖擊力和位移隨時(shí)間變化曲線；陳晶晶等[9-10]對(duì)PVB 夾層玻璃進(jìn)行落錘沖擊實(shí)驗(yàn)，借助高速攝影系統(tǒng)記錄正背面裂紋的起裂和擴(kuò)展，并從理論上分析裂紋的起裂和擴(kuò)展機(jī)理。在數(shù)值仿真方面，許駿等[11]通過準(zhǔn)靜態(tài)3 點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)獲取夾層玻璃的力學(xué)性能，建立彈性本構(gòu)關(guān)系，并將該本構(gòu)關(guān)系嵌入有限元軟件，模擬了夾層玻璃的吸能特性和應(yīng)力擴(kuò)散模式；臧孟炎等[12]提出采用一層殼單元模擬PVB 兩側(cè)玻璃，PVB 膜片使用六面體單元，用風(fēng)擋玻璃等效模型化方法模擬剛性沖頭與風(fēng)擋玻璃的沖擊破壞過程，更好地再現(xiàn)了夾層玻璃的沖擊特性；林德佳等[13]建立了適用于夾層玻璃沖擊破壞現(xiàn)象的有限元模型，在有限元模型中嵌入內(nèi)聚力模型，通過有限元軟件LS-DYNA 分析夾層玻璃的沖擊破壞過程，并設(shè)計(jì)簡(jiǎn)易實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

早期對(duì)玻璃的研究主要集中于玻璃材料的特殊性能[14-15]、單層玻璃和PVB 夾層玻璃的靜態(tài)力學(xué)性能[16-17]以及夾層玻璃在低速?zèng)_擊下的動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)等[18-21]，但缺乏足夠的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，并且大多針對(duì)內(nèi)、外層平板玻璃厚度相同的雙層對(duì)稱夾層玻璃，對(duì)內(nèi)、外層平板玻璃厚度不同的非對(duì)稱夾層玻璃及三層夾層玻璃的研究比較少。本研究的創(chuàng)新之處在于：保持玻璃總厚度不變，對(duì)雙層夾層玻璃和三層夾層玻璃的內(nèi)、外玻璃層厚度進(jìn)行對(duì)稱與非對(duì)稱組合，系統(tǒng)地研究對(duì)稱與非對(duì)稱夾層玻璃在低速?zèng)_擊下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的區(qū)別，同時(shí)對(duì)破裂狀態(tài)下夾層玻璃的不同裂紋分布形態(tài)進(jìn)行分析，為夾層玻璃的安全設(shè)計(jì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

夾層玻璃落錘沖擊實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)包括DHR940 型落錘、玻璃支撐臺(tái)架、壓電式力傳感器、示波器、應(yīng)變儀、高速攝像機(jī)和夾層玻璃試件等，如圖1 所示。

DHR940 型落錘為沖擊加載裝置，最高下落高度為13 m。實(shí)驗(yàn)用沖頭為一頭部呈半球形的圓柱體，通過壓電式力傳感器與配重塊連接，總質(zhì)量達(dá)18.01 kg。玻璃支撐臺(tái)架由上方夾持框體和下方立柱承載結(jié)構(gòu)組成，整體高度500 mm。在玻璃支撐臺(tái)架正下方，與地面成45°方向傾斜放置一塊平面反光鏡。在玻璃支撐臺(tái)架正前方架設(shè)一臺(tái)高速攝像機(jī)（英國(guó)IX 公司，型號(hào)I-speed 716），利用平面反光鏡的反射原理記錄沖擊過程中夾層玻璃試件的破碎過程。為了防止實(shí)驗(yàn)過程中沖頭穿透玻璃試樣后直接沖破平面反光鏡，在試件和反光鏡之間放置有機(jī)玻璃板作為防護(hù)板。

沖擊端玻璃為外層玻璃，自由端玻璃為內(nèi)層玻璃，三層夾層玻璃中間面板為中間層玻璃。為了分析沖擊過程中夾層玻璃試樣內(nèi)外層玻璃不同位置應(yīng)變隨時(shí)間的變化，在夾層玻璃內(nèi)外表面相同的面內(nèi)位置分別粘貼3 枚應(yīng)變片，位于外層玻璃表面的應(yīng)變片分別記為1#、2#和3#，相應(yīng)的內(nèi)層玻璃表面的應(yīng)變片記為4#、5#和6#，如圖2 所示。利用超動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀和動(dòng)態(tài)示波器記錄各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變變化情況。

圖 1 夾層玻璃沖擊實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig. 1 Impact test system for laminated glass

圖 2 應(yīng)變片粘貼位置Fig. 2 Locations of strain gauges

1.2 實(shí)驗(yàn)試樣設(shè)計(jì)

本研究采用的鋼化夾層玻璃試樣包括雙層鋼化夾層玻璃（總厚度為20.76 mm）和三層鋼化夾層玻璃（總厚度分別為24.76 和30.76 mm），面內(nèi)尺寸均為1 000 mm × 1 000 mm?？偤穸认嗤膴A層玻璃，每層面板的厚度根據(jù)不同比例分配成對(duì)稱結(jié)構(gòu)與非對(duì)稱結(jié)構(gòu)。雙層夾層玻璃的膠層厚度為0.76 mm，三層夾層玻璃的兩層膠層厚度均為0.38 mm。鋼化夾層玻璃試件分組如表1 所示，其中G 表示鋼化玻璃。

表 1 實(shí)驗(yàn)試樣Table 1 Experimental specimens

1.3 實(shí)驗(yàn)測(cè)試流程

實(shí)驗(yàn)采用平均最小破壞速度（MMBV）測(cè)試法[7]，即通過不斷提高沖頭下落高度，使玻璃面板逐次破裂，直到所有玻璃面板破裂為止。該方法可以測(cè)定鋼化夾層玻璃試樣每層玻璃面板在破裂時(shí)對(duì)應(yīng)的沖擊高度。本研究將沖頭的初始高度均設(shè)置為300 mm，逐次提高50 mm，直至玻璃面板發(fā)生破裂。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和討論

2.1 沖頭位移、初始能量和吸能比計(jì)算

實(shí)驗(yàn)中初始沖擊能量為沖頭的重力勢(shì)能，沖頭位移由力傳感器記錄的數(shù)據(jù)積分獲得，試件吸收能量由力傳感器記錄的數(shù)據(jù)和位移進(jìn)行積分獲得，計(jì)算公式為

式中： E 為初始沖擊能量； m為 沖頭質(zhì)量；g 為重力加速度； h為沖擊高度，即沖頭和外層玻璃表面的初始落差高度； d 和 v 分別為某時(shí)刻 t對(duì)應(yīng)的沖頭位移和沖頭速度； p為沖擊力（壓電式力傳感器記錄，通過示波器電壓信號(hào)得到）； vi和 di分別為沖頭的入射速度和初始位移； Ea為沖頭位移 d對(duì)應(yīng)試件的吸收能量；積分上限 τ為沖頭與鋼化夾層玻璃面板準(zhǔn)備回彈的時(shí)刻，積分上限 x為回彈前的最大位移。

圖 3 實(shí)驗(yàn)與模擬的沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比Fig. 3 Comparison of impact-time curves obtained from the experiment and simulation

2.2 有限元分析

在進(jìn)行實(shí)驗(yàn)前，利用ABAQUS 軟件進(jìn)行了初步的數(shù)值模擬，確定實(shí)驗(yàn)中的初始沖擊高度為300 mm。圖3 給出了模擬得到的試件G1 沖擊力時(shí)程曲線。仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)得到的沖擊力時(shí)程曲線趨勢(shì)大致相同，沖擊力達(dá)到峰值的時(shí)間差別不大。實(shí)驗(yàn)得到?jīng)_擊力峰值為40.44 kN，沖擊總時(shí)長(zhǎng)為2.143 ms；模擬得到?jīng)_擊力峰值為40.38 kN，沖擊總時(shí)長(zhǎng)為2.196 ms，沖擊力峰值和沖擊力時(shí)間吻合，驗(yàn)證了該模型具有可行性。

2.3 對(duì)稱和非對(duì)稱鋼化夾層玻璃的沖擊力、位移和能量分析

2.3.1 未破裂狀態(tài)下夾層玻璃的沖擊力變化

綜合實(shí)驗(yàn)中所有試件的破壞情況，給出沖頭沖擊能量為52.985 J（對(duì)應(yīng)下落高度為300 mm）、夾層玻璃未破裂時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比，如圖4（a）～圖4（c）所示。從圖4 中可以看出，沖擊過程中所有試件的沖擊力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)基本相似，當(dāng)沖頭接觸夾層玻璃時(shí)，沖擊力迅速增大至峰值，由于PVB 夾層具有可壓縮性，沖頭和鋼化夾層玻璃發(fā)生回彈，而后沖擊力緩慢減小。

圖 4 不同厚度鋼化夾層玻璃的沖擊力時(shí)程曲線Fig. 4 Impact-time curves of tempered laminated glass with different thicknesses

初始沖擊能量相同、玻璃總厚度為20.76 mm 時(shí)，G1、G2 和G3 的沖擊力峰值分別為40.44、47.80 和54.52 kN；玻璃總厚度為24.76 mm 時(shí)，G4、G5 和G6 的沖擊力峰值分別為60.03、55.51 和52.17 kN；玻璃總厚度為30.76 mm 時(shí)，G7、G8 和G9 的沖擊力峰值分別為85.13、72.24 和68.37 kN。結(jié)果表明：雙層鋼化夾層玻璃的外層玻璃越厚，內(nèi)層玻璃越薄，夾層玻璃的剛度越大；三層鋼化夾層玻璃的外層玻璃越薄，內(nèi)層玻璃越厚，夾層玻璃的剛度越大，較大剛度很難通過玻璃的彈性變形消耗沖擊能量，導(dǎo)致玻璃對(duì)沖頭的反作用力更強(qiáng)，故而沖擊力峰值越大。

2.3.2 未破裂狀態(tài)下夾層玻璃的位移分析

沖擊能量為52.985 J 時(shí)，鋼化夾層玻璃的位移時(shí)間曲線如圖5 所示。玻璃總厚度為20.76 mm時(shí)，G1、G2 和G3 的最大位移分別為2.93、2.27 和2.15 mm，外層玻璃越厚，內(nèi)層玻璃越薄，最終位移越??；玻璃總厚度為24.76 mm 時(shí)，G4、G5 和G6 的最大位移分別為1.72、1.77 和2.14 mm；玻璃總厚度為30.76 mm 時(shí)，G7、G8 和G9 的最大位移分別為1.24、1.29 和1.54 mm，外層玻璃越薄，內(nèi)層玻璃越厚，最終位移越小。結(jié)果表明，相同沖擊能量下玻璃的厚度、分布影響其剛度，剛度較大能夠有效減小位移。

2.3.3 未破裂狀態(tài)下夾層玻璃的能量分析

為了研究各種鋼化夾層玻璃的吸能效率，利用公式計(jì)算得到各試件吸收的能量位移曲線見圖6。當(dāng)沖頭沖擊能量為52.985 J 時(shí)，試件G1～G9 吸收的能量分別為49.209、52.277、52.185、50.600、52.208、48.465、52.217、52.224 和52.211 J。實(shí)驗(yàn)中可能發(fā)生沖頭松動(dòng)，導(dǎo)致測(cè)試的沖擊力有誤差，多次積分后得到的能量偏小。忽略實(shí)驗(yàn)誤差，可以認(rèn)為玻璃厚度相同，吸收能量相同，這可能是由于夾層玻璃受沖擊時(shí)PVB 層起到吸收能量的作用。相同厚度玻璃的PVB 中間層厚度相同時(shí)，吸收的能量也相同。

圖 5 鋼化夾層玻璃的位移時(shí)程曲線Fig. 5 Displacement-time curves of tempered laminated glass

圖 6 未破裂時(shí)鋼化夾層玻璃的能量位移曲線Fig. 6 Energy-deformation curves of tempered laminated glass at fracture state

2.3.4 破裂狀態(tài)下夾層玻璃的應(yīng)力分析

實(shí)驗(yàn)中所有試件破裂的沖擊力時(shí)程曲線如圖7（a）～圖7（c）所示。

圖 7 破裂時(shí)鋼化夾層玻璃的沖擊力時(shí)程曲線Fig. 7 Impact-time curves of tempered laminated glass at fracture state

沖擊力時(shí)程曲線可以分為兩個(gè)階段：第1 階段的沖擊力峰值在沖頭接觸到玻璃的瞬間產(chǎn)生，隨后由于PVB 的可壓縮性，沖擊力緩慢降低到零；第2 階段的沖擊力峰值在內(nèi)層玻璃受沖擊作用時(shí)產(chǎn)生，由于內(nèi)層玻璃破裂、裂紋擴(kuò)展，且沖頭和鋼化夾層玻璃回彈，沖擊力再次緩慢降低至零。

表2 給出了G1～G9 玻璃破裂時(shí)的下落高度、初始沖擊能量、沖擊力峰值及破壞模式。其中，G1 和G6 的內(nèi)外層玻璃均破裂，G2～G5、G7～G9 僅內(nèi)層玻璃破裂。當(dāng)玻璃發(fā)生破裂時(shí)，對(duì)于雙層鋼化夾層玻璃，外層玻璃越厚，內(nèi)層玻璃越薄，所需沖擊能量和沖擊力峰值越大；對(duì)于三層鋼化夾層玻璃，外層玻璃越薄，內(nèi)層玻璃越厚，所需沖擊能量和沖擊力峰值越大。這表明玻璃的較大剛度可以減小位移，從而抵抗玻璃變形，提高夾層玻璃的抗沖擊性能。

表 2 落錘沖擊實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Experimental results from drop hammer impact test

2.4 對(duì)稱與非對(duì)稱鋼化夾層玻璃的應(yīng)變分析

沖頭初始沖擊能量為52.985 J 時(shí)，G1 試件的應(yīng)變時(shí)程曲線如圖8 所示，其他8 種鋼化夾層玻璃的應(yīng)變時(shí)程曲線的變化趨勢(shì)與G1 基本一致。對(duì)比沖擊力時(shí)程曲線可知：沖擊力達(dá)到峰值時(shí)，應(yīng)變片測(cè)試信號(hào)顯示拉（壓）應(yīng)變也達(dá)到最大值，由于中間層的可壓縮性和回彈，沖擊力緩慢下降，應(yīng)變片測(cè)試信號(hào)也慢慢降低，最終變?yōu)閴海ɡ┬盘?hào)。外層玻璃上的應(yīng)變片1#和3#與內(nèi)層玻璃上的應(yīng)變片4#和6#的應(yīng)變趨勢(shì)及應(yīng)變值均相同。沖頭接觸到夾層玻璃的瞬間，外層玻璃各點(diǎn)表現(xiàn)為拉應(yīng)變，內(nèi)層玻璃各點(diǎn)表現(xiàn)為壓應(yīng)變。隨后沖頭繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，外層玻璃各點(diǎn)由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)變，內(nèi)層玻璃各點(diǎn)由壓應(yīng)變轉(zhuǎn)化為拉應(yīng)變，內(nèi)外層玻璃對(duì)應(yīng)位置處的應(yīng)變信號(hào)完全相反。這是由于沖頭與外層玻璃接觸產(chǎn)生壓縮應(yīng)力波，壓縮波迅速傳到內(nèi)層玻璃的自由端并反射為拉伸波，內(nèi)外層玻璃所受波的類型相反，導(dǎo)致應(yīng)變信號(hào)完全不同。

圖 8 試件G1 各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變時(shí)程曲線Fig. 8 Strain-time curves of each measuring point of test piece G1

玻璃總厚度為20.76 mm 時(shí)，表3 為內(nèi)、外層玻璃各測(cè)點(diǎn)的最大壓（-）、拉（+）應(yīng)變。外層玻璃拉應(yīng)變最大值為2.39×10-4，最小值為1.85×10-4，最大值與最小值的差值為0.54×10-4；內(nèi)層玻璃壓應(yīng)變最大值為-2.10×10-4，最小值為-1.90×10-4，最大值與最小值的差值為0.20×10-4。忽略實(shí)驗(yàn)誤差，可認(rèn)為玻璃厚度相同時(shí)，外（內(nèi)）層玻璃各測(cè)點(diǎn)的最大拉（壓）應(yīng)變大致相等，其他厚度玻璃也遵循同樣的規(guī)律，這可能是由于玻璃吸收的能量相同，使得各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變大致相同。結(jié)合2.3.4 節(jié)，初始沖擊能量相同，玻璃厚度相同，玻璃的沖擊力峰值不同，但是外層玻璃最大拉應(yīng)變和內(nèi)層玻璃的最大壓應(yīng)變均相同，推理得到：在沖擊力相同時(shí)，雙層鋼化夾層玻璃的外層玻璃越厚，內(nèi)層玻璃越薄，夾層玻璃的應(yīng)變?cè)叫。箾_擊性能越好；三層鋼化夾層玻璃的外層玻璃越薄，內(nèi)層玻璃越厚，夾層玻璃的應(yīng)變?cè)叫?，抗沖擊性能越好。再一次驗(yàn)證了各種夾層玻璃的抗沖擊性能。

表 3 外層玻璃的最大拉應(yīng)變和內(nèi)層玻璃的最大壓應(yīng)變Table 3 Maximum tensile strains of the outer glass and maximum compressive strain of the inner glass

2.5 對(duì)稱與非對(duì)稱鋼化夾層玻璃的裂紋分布形態(tài)

將反光鏡放置在內(nèi)層玻璃正下方，實(shí)驗(yàn)中利用反光鏡記錄夾層玻璃試件的破裂過程：G2～G5、G7～G9 僅內(nèi)層玻璃破裂，試件的多層結(jié)構(gòu)對(duì)裂紋觀察結(jié)果沒有影響；G1 和G6 的內(nèi)外層玻璃均破裂，由于夾層玻璃破裂時(shí)內(nèi)、外層玻璃的裂紋重合[10]，試件的多層結(jié)構(gòu)對(duì)外層玻璃裂紋觀察影響不大，因此高速攝像記錄的裂紋圖案可以代表實(shí)際裂紋圖案。

如圖9 所示，以試件G1 為例對(duì)裂紋擴(kuò)展規(guī)律進(jìn)行分析：沖頭接觸外層玻璃產(chǎn)生壓縮應(yīng)力波，壓縮應(yīng)力波在玻璃層中沿著玻璃的厚度方向向PVB 層傳播；到達(dá)PVB 黏性層后PVB 吸收了部分能量，應(yīng)力波減弱并繼續(xù)向下傳播，到達(dá)內(nèi)層玻璃表面反射成為拉伸波，隨著拉伸波越來越多，拉應(yīng)力逐漸積累，致使內(nèi)層玻璃出現(xiàn)放射型裂紋；放射型裂紋擴(kuò)展后，PVB 中間層作為連續(xù)介質(zhì)將斷開的玻璃連接為一個(gè)整體，此時(shí)拉應(yīng)力還在積累，內(nèi)層玻璃形成漣漪型裂紋消耗多余的沖擊能量；當(dāng)拉伸應(yīng)力波增大到一定值時(shí)，由于PVB 的彈性很大，裂紋會(huì)在厚度方向上越過彈性層，在外層玻璃厚度方向上相同位置處重新起裂。放射型裂紋的起裂時(shí)刻比沖擊開始時(shí)刻延后了1 500 μs，是壓縮應(yīng)力波在厚度方向上的傳播、反射以及拉伸應(yīng)力波的積累導(dǎo)致的。

圖10 給出了9 種玻璃的最終裂紋分布形態(tài)。G6 出現(xiàn)不規(guī)則裂紋形態(tài)，在外層玻璃沖擊點(diǎn)附近形成了直徑為25.5 mm 的圓形區(qū)域，稱之為夾層玻璃的層裂現(xiàn)象，可能是因?yàn)閮?nèi)層玻璃破裂后拉伸應(yīng)力波逐漸積累，超過了玻璃的層裂強(qiáng)度，越過彈性層，在外層玻璃處產(chǎn)生層裂，從而形成圖中的大塊圓形區(qū)域。觀察其他規(guī)則的玻璃裂紋發(fā)現(xiàn)：雙層鋼化夾層玻璃中，隨著內(nèi)層玻璃厚度增加，漣漪型裂紋和放射型裂紋的密度增大；三層鋼化夾層玻璃中，隨著內(nèi)層玻璃厚度減小，漣漪型裂紋和放射型裂紋的密度增大。這可能是由于玻璃的抗沖擊性能越強(qiáng)，抵抗裂紋擴(kuò)展的能力越強(qiáng)，裂紋的密度就越小。

圖 9 G1 試件的裂紋隨時(shí)間演化過程Fig. 9 Time evolution of cracks in the specimen G1

圖 10 9 種玻璃的最終裂紋分布形態(tài)Fig. 10 Final crack distributions of 9 types of glass

3 結(jié) 論

通過實(shí)驗(yàn)研究了低速?zèng)_擊下鋼化夾層玻璃的抗沖擊性能，采用平均最小破壞速度的方法研究玻璃面板未破裂階段和破裂階段的沖擊力、應(yīng)變和位移隨時(shí)間的變化以及破裂階段玻璃面板的裂紋模態(tài)，分析了玻璃總厚度相同時(shí)對(duì)稱和非對(duì)稱結(jié)構(gòu)鋼化夾層玻璃抗沖擊性能的差異，得到以下結(jié)論。

（1）雙層鋼化夾層玻璃中外層玻璃越厚，內(nèi)層玻璃越薄，夾層玻璃的剛度越大，相同沖擊能量下的位移越小，抵抗變形的能力越大，從而抗沖擊性能越強(qiáng)；三層鋼化夾層玻璃中外層玻璃越薄，內(nèi)層玻璃越厚，夾層玻璃的剛度越大，相同沖擊能量下的位移越小，抵抗變形的能力越大，從而抗沖擊性能越強(qiáng)。

（2）夾層玻璃厚度越大，玻璃剛度則越大[8]?？偤穸认嗤瑫r(shí)，厚度分布不同的玻璃，其抗沖擊性能展現(xiàn)出較大的差異，可能是由于面板厚度的不同組合導(dǎo)致了夾層玻璃的整體剛度不同，從而導(dǎo)致抗沖擊性能不同。