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Feb 19, 2024

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Fecha: 30 de junio de 2023 Autores: S. Karlsson, M. Kozłowski, L. Grund, SAK Andersson, KCE Haller & K. Persson Fuente: Construction and Building Materials, Volumen 391, Elsevier DOI:

Fecha: 30 de junio de 2023

Autores: S. Karlsson, M. Kozłowski, L. Grund, SAK Andersson, KCE Haller y K. Persson

Fuente:Materiales de construcción y construcción, volumen 391, Elsevier

DOI:https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2023.131748

El presente artículo describe un método para realizar pruebas no destructivas de la resistencia del vidrio. A muestras cuadradas de 10 × 10 cm2 de vidrio flotado recocido se les infligió un defecto controlado en el centro del lado atmosférico utilizando agrietamiento inducido por microindentación Vickers con una fuerza de 2 N, 5 N y 10 N y se compararon con una referencia sin sangría. Las muestras se probaron de forma no destructiva utilizando un método de ondas acústicas no lineales, lo que dio como resultado valores de defectos. Se encontró que el promedio de los valores de defecto se correlacionaba linealmente con la fuerza de indentación en una relación log-log. Posteriormente, las muestras se probaron en una configuración de anillo sobre anillo que permite un estado de tensión equibiaxial. Las fisuras inducidas por indentación dieron valores de resistencia prácticamente realistas en el rango de 45 a 110 MPa. Los valores de muestra individuales para la tensión de falla como función del valor de defecto normalizado muestran tendencias lineales con aproximadamente la mitad de los datos dentro del límite de confianza del 95%. En resumen, este estudio proporciona una prueba de concepto inicial para una prueba no destructiva de la resistencia del vidrio.

La resistencia del vidrio de silicato está muy limitada por las concentraciones de tensión en las puntas de las grietas, que generan tensiones muy altas cuando está bajo carga de tracción [1], [2], [3]. Inevitablemente se forman grietas, imperfecciones o defectos en la superficie durante la fabricación, transporte, manipulación y uso de productos de vidrio [4], [5]. Sin estos defectos superficiales, el vidrio tendría una resistencia intrínseca de aproximadamente 10 GPa [5], [6], cifra que supera con creces a muchos otros materiales [7]. Sin embargo, el vidrio normalmente tiene una baja tenacidad a la fractura (KIc) de 0,6 a 0,8 MPa.m½ [7], lo que conduce a una resistencia práctica del vidrio que abarca varios órdenes de magnitud [8] que se puede ejemplificar en la Fig. 1. Las condiciones ambientales, como la humedad, también influyen en las superficies de vidrio, de modo que las grietas pueden crecer bajo carga sostenida en el llamado crecimiento de grietas subcrítico o corrosión bajo tensión, que puede conducir a fatiga estática (Fig. 1) [9].

La variación significativa en la resistencia de los vidrios requiere que se empleen amplias medidas de seguridad para los productos de vidrio [5], especialmente para el vidrio que se utilizará como material de carga [13]. Las pruebas de resistencia destructiva del vidrio flotado convencional suelen dar valores de resistencia entre 30 y 100 MPa [14], lo que corresponde a grietas de 30 a 400 µm (KIc = 0,75 MPa.m½). Según EN 16612 (2019), la resistencia a la flexión fractil al 5% (el llamado valor característico, Xc) del vidrio flotado recocido cargado a corto plazo es de 45 MPa, es decir, 5 s o menos, y para una duración más larga, se reduce mediante diferentes factores propuestos para la duración de la carga. Para su uso en unidades de vidrio aislante (IGU) en acristalamientos de ventanas [15], la resistencia de diseño (EN 16612) del vidrio flotado recocido con bordes pulidos se reduce a 25 MPa para ráfagas de viento (duración de carga de 5 s o menos), mientras que para el vidrio convencional variaciones de presión de la cavidad en IGU (duración de carga de 8 h), la reduce a 14,5 MPa (con bordes cortados 14,5 × 0,8 = 11,6 MPa). En la mayoría de los casos, esto conduce a una subestimación de la resistencia del vidrio, lo que hace que el uso de vidrio sea innecesariamente grueso.

El uso arquitectónico y estructural del vidrio [16] está aumentando [17]. El vidrio arquitectónico es esencial para permitir que la luz solar natural entre en los edificios, ya que los seres humanos en general pasan más del 80% al 90% del tiempo en interiores en los países desarrollados [18], [19]. Por lo tanto, tanto desde el punto de vista de la seguridad como del medio ambiente, comprender la resistencia del vidrio es de gran importancia, lo que actualmente es imposible sin pruebas experimentales destructivas exhaustivas [20]. Por otro lado, los ensayos no destructivos (END) del vidrio son una ruta natural hacia el desarrollo sostenible [21], que probablemente también tendrá un impacto significativo en la industria del vidrio en el futuro. A continuación se enumeran algunas posibles aplicaciones para END de resistencia del vidrio.

Las aplicaciones mencionadas anteriormente probablemente no sean exhaustivas, pero describen las motivaciones para desarrollar un método de evaluación de END para la resistencia del vidrio. Vale la pena enfatizar que los END también son aplicables a otros productos de vidrio además del vidrio plano, por ejemplo, vidrio para envases [5], vidrio óptico [27] y vidrio doméstico [28].

Actualmente no existe una metodología de END para vidrio. De hecho, el hecho de que el vidrio suministrado cumpla con el Xc especificado en las normas se basa en estadísticas y medidas de seguridad de diseño conservadoras. En la producción se suelen utilizar métodos ópticos para separar el vidrio con defectos evidentes [29]. Sin embargo, los defectos de clasificación de resistencia son del tamaño de una micra y, por lo tanto, son difíciles de detectar con métodos ópticos. La Fig. 2 muestra los resultados de 741 pruebas en muestras de vidrio recocido de 6 mm analizadas en una configuración de doble anillo según EN 1288-2, dando un Xc de 48 MPa y un valor medio (X¯) de 72,3 MPa [30]. Para mostrar el potencial del método END y su impacto en la resistencia del diseño, se realizó una simulación del Xc. De la población de resultados presentada en la Fig. 2, se filtraron el 10% y el 20% de los resultados con el σf más bajo y se calcularon los Xc y X¯ resultantes. La Tabla 1 presenta el resumen de la simulación. La eliminación del 10% y el 20% da como resultado el valor más bajo de σf usando la metodología END, lo que puede aumentar el Xc en un 10,4% y 20,8%, respectivamente.

Tabla 1. Resultados de la simulación eliminando el 10% y el 20% de los datos más bajos en la Fig. 2 donde c es la resistencia característica del vidrio, X¯ la media y ΔXc es el cambio de Xc en relación con los resultados originales.

Las técnicas de ondas acústicas no lineales (NAW) se pueden utilizar para detectar defectos en materiales [31] y normalmente se han utilizado anteriormente para evaluar grietas en rocas [32], acero [33], plástico reforzado con fibra de carbono [34] y hormigón [35]. ]. En estos métodos, las ondas acústicas se transmiten a través de un objeto y los efectos no lineales, causados ​​por los defectos del material, se analizan a partir de la señal obtenida en el receptor [36], [37], [38], [39]. Se han observado experimentalmente efectos no lineales para varios tipos de defectos, por ejemplo, grietas, desuniones, delaminaciones y otros defectos de materiales microestructurales [36]. En principio, golpear un material con un defecto crea una distorsión del sonido que a veces incluso puede ser percibida por el oído humano. La razón de esto es que las no linealidades de las ondas sonoras se producen en grietas o defectos, ver Fig. 3. Estas no linealidades son frecuencias armónicas de orden superior y son proporcionales al número de defectos o daños en el material. Utilizando esta correlación, se puede calcular el “valor de defecto” recopilado del material, que es un valor nominal y fácil de interpretar.

Para el vidrio, se han utilizado previamente métodos acústicos ultrasónicos para mostrar la interacción entre grietas/defectos más grandes en el vidrio y el potencial de END del vidrio [40], [41], [42], [43], [44]. El tamaño de los defectos superficiales que determinan la resistencia del vidrio está en el rango de 10 a 1000 µm, cf. Fig. 1. Por lo tanto, en el artículo actual hemos investigado pruebas destructivas y no destructivas de la resistencia del vidrio flotado utilizando el método NAW [45 ] y prueba de resistencia de anillo sobre anillo [14] en muestras que fueron sometidas a variabilidad de resistencia por agrietamiento inducido por indentación, ver Fig. 4, inspirado en el estudio de Glaesemann et al. [46]. El propósito y la novedad del artículo es establecer una correlación clara entre el valor del defecto y la resistencia del vidrio, proporcionando así una prueba de concepto experimental para END de resistencia del vidrio. El artículo es una ampliación de un informe técnico publicado anteriormente [19].

2.1. Materiales y muestras.

El vidrio utilizado en este estudio fue un vidrio flotado de silicato sodocálcico [48], que es el tipo de vidrio más comúnmente utilizado en la industria de la construcción [16]. Se cortaron muestras de vidrio flotado recocido mediante grabado industrial con diamante en las dimensiones 4 × 100 × 100 mm3. Los límites del equipo de microindentador, ver sección 2.2, establecen la dimensión de la muestra.

2.2. Huellas de microindentador

Se utilizó un probador Micro-combi (MCT) de CSM Instruments con una punta de indentador Vickers para hacer impresiones de indentación en el centro de cada muestra, consulte la Fig. S1a en los Materiales complementarios. Las fuerzas de indentación (Pi) utilizadas para las indentaciones fueron Pi = 0,5 N, 2 N, 5 N y 10 N. También se agregó como serie de muestra una referencia sin indentación, en adelante denominada Pi = 0 N. Las microindentaciones se realizaron consistentemente en el lado atmosférico de las muestras con una velocidad de adquisición de 10 Hz en un esquema de carga lineal con carga/descarga de 2 × Pi por minuto y el tiempo de retención en Pi,max fue de 15 s. Además, las muescas tenían los siguientes ajustes: fuerza de contacto de 30 mN, umbral de rigidez de contacto de 25000 µN/µm, velocidad de aproximación de 8 µm/min y velocidad de retracción de 16,6 µm/min. Se realizaron al menos 20 muestras por cada fuerza (Pi).

2.3. Mediciones de ondas acústicas no lineales (NAW)

La metodología NAW se describe en [45]; sin embargo, los detalles aplicados de la metodología son un secreto comercial de Acoustic Agree AB. Las muestras de vidrio se probaron en una plataforma hecha a medida que permitió examinar todas las muestras de la misma manera, ver Fig. 5. La plataforma consistía en una base fabricada en aluminio que sostenía el receptor y un transductor montado arriba. La muestra se colocó entre el receptor y un transductor y para garantizar que no se produjeran más defectos en el vidrio, se colocó una lámina de goma de 1 mm de espesor entre los sensores y la muestra. Se aplicó una pequeña fuerza a la muestra mediante un peso en el transductor para garantizar las mismas condiciones de contacto entre la muestra y los sensores. Dado que las mediciones se centraron en examinar la parte central de las muestras (con muescas), las amplitudes de las ondas acústicas se mantuvieron pequeñas para inspeccionar solo una región de las muestras donde se hicieron muescas, minimizando así la influencia de los bordes cortados. Los sensores utilizados son un diseño de Acoustic Agree AB basados ​​en elementos piezocerámicos e incluyen acondicionamiento de señal. El transductor se basa en un material piezoeléctrico duro y el receptor en un material piezoeléctrico blando. Las mediciones NAW son rápidas, en el rango de segundos.

De cada muestra, se registró un valor de defecto correspondiente y luego los valores de defecto se normalizaron inversamente de modo que el valor de defecto normalizado (NDV) 100 sea el vidrio de referencia (es decir, 0 N), consulte la Tabla 2 en la sección 3.

2.4. Prueba anillo sobre anillo

2.4.1. Dispositivo de prueba anillo sobre anillo

Se realizaron pruebas de anillo sobre anillo para facilitar la correlación entre la profundidad de la indentación, el valor del defecto y la resistencia del vidrio. Una prueba de anillo sobre anillo, un método estandarizado para determinar la resistencia del vidrio (EN 1288-5 y ASTM C199-19), consta de dos anillos de acero con el vidrio colocado entre ellos. El soporte constaba de un anillo de soporte más grande con un diámetro de 60 mm y un anillo de carga más pequeño con un diámetro de 20 mm, ver Fig. 6. También se fabricó una placa de fijación sujeta en la máquina de prueba, sobre la cual el anillo de soporte descansaba sobre tres tornillos de soporte para asegurar que la fuerza se aplicara axialmente. En la Fig. 6d se muestra una configuración de prueba ensamblada final.

2.4.2. Simulación de elementos finitos de configuración anillo sobre anillo

Se eligió la prueba anillo sobre anillo por dos razones; crea un campo de tensión biaxial homogéneo dentro del anillo de carga y los bordes de la muestra se estresan de forma limitada. Las tensiones radiales (σr) y tangenciales (σt) son esencialmente iguales dentro del anillo de carga (σr y σt serían exactamente iguales si la muestra de vidrio fuera circular o muy grande en comparación con los anillos) [49], [50], [ 51]. El tamaño de los anillos se determinó mediante un análisis de elementos finitos (FE) cuasiestático de la configuración de prueba para garantizar que la distribución de σr y σt fuera igual en la configuración de prueba. En los análisis FE, las piezas de acero se hicieron circulares en su forma exterior, pero las piezas finales fabricadas, sin embargo, se hicieron cuadráticas. Para revelar detalles de la distribución de tensiones de las piezas, como se muestra en la Fig. 6, se utilizó una malla fina con elementos de carcasa sólida continua de ocho nodos que tienen un tamaño de 0,5 mm en la proximidad de los anillos y aproximadamente 1 mm más cerca de los bordes. . El módulo de elasticidad (E) y el índice de Poisson (ν) del vidrio fueron 72 GPa y 0,21. Para las piezas de acero fueron 210 GPa y 0,3, respectivamente. El contacto entre las piezas de acero y el vidrio se simuló con un coeficiente de fricción de Coulomb de 0,1. La carga se aplicó en control de desplazamiento en el centro del anillo de carga. En la Fig. 7, se muestra la distribución de tensiones resultante en la muestra de vidrio del análisis FE.

2.4.3. Mediciones de fuerza anillo sobre anillo

Las pruebas se realizaron en una máquina de pruebas hidráulica MTS 820. En el ensayo se pretendía una tasa de tensión de 2 MPa/s, lo que se logró aplicando una tasa de desplazamiento de 0,4 mm/s. La fuerza y ​​el desplazamiento se registraron a 100 Hz. Las tensiones radiales (σr) y tangenciales (σt) desarrolladas en el vidrio en el ensayo anillo sobre anillo se pueden calcular a partir de la siguiente fórmula:

2.5. Mecánica de fractura lineal y profundidad de grieta.

Se aplicó la teoría de la mecánica de fractura lineal a los datos de medición destructiva para evaluar las profundidades iniciales de la grieta. Siguiendo el trabajo de Griffith [52] e Irwin [53] que prescribe la base de la teoría de la mecánica de fractura elástica lineal (LEFM). La resistencia de un material en las proximidades de una falla se puede escribir sin ningún crecimiento de grieta subcrítica.

donde KIc (MPa·m1/2) es el factor de intensidad de tensión crítica y YI (–) es el factor de forma geométrica en modo I, σf (MPa) es la tensión de fractura por tracción normal al plano de la falla y C (m) la profundidad del defecto [3], [4]. Suponiendo una grieta semielíptica en el vidrio, el factor de forma geométrica se establece en Y = 0,73. Los valores típicos de KIc para vidrio están entre 0,6 y 0,8 (MPa m1/2) y aquí hemos optado por utilizar KIc = 0,75 (MPa m1/2) [10]. Reordenando la Ec. (2) podemos escribir la profundidad de la grieta, C, en función de la tensión de falla, σf,

que se puede utilizar para evaluar la profundidad promedio de las grietas en el momento de la falla en el vidrio sin tratar y desde la indentación. Sin embargo, durante las pruebas se produjo en las muestras de vidrio un crecimiento de grietas subcríticas, también llamado corrosión bajo tensión [9]. Por lo tanto, el tamaño de las grietas en el momento de la falla fue mayor que los tamaños iniciales creados por el proceso de indentación. Los tamaños de las grietas iniciales en las muestras de vidrio antes de las pruebas pueden determinarse teniendo en cuenta también el crecimiento de grietas subcríticas. A partir de [55] se puede escribir un modelo simple para la velocidad de crecimiento de la grieta subcrítica, encontrado mediante pruebas empíricas [54].

donde ν (m/s) es la velocidad de grieta, v0 (m/s) es la velocidad de grieta cuando KI = KIc y n (–) es el parámetro de corrosión bajo tensión que a menudo se establece en 16 [56]. En [4] se sugiere que la velocidad de grieta v0 sea 0,01 mm/s para condiciones de laboratorio. Dado que v=dC/dt, donde C es la profundidad del defecto y t (s) es el tiempo, la ecuación diferencial para la profundidad del defecto se puede escribir como

que, como se muestra en [57], por integración se obtiene

donde Cc0 es la profundidad de falla inicial antes de la prueba de tensión y Cc es la profundidad de falla crítica en el momento de la falla que ocurre en el momento tf cuando la tensión es σf. Realizando la integración, observando que n es grande (es decir, n≜16) y suponiendo que Cc(tf)≫Cc0 la expresión para la profundidad del defecto inicial se convierte en

3.1. Huellas de penetrador

Un penetrador afilado presionado contra un vidrio provoca deformación elástica, deformación plástica (gobernada por el flujo de cizallamiento y la densificación) y, en última instancia, la formación de grietas [58]. Las diferentes grietas, ver Fig. 4, se forman durante la descarga, excepto las grietas medianas que se forman durante la carga. Las grietas radiales y medianas son las más críticas ya que degradan la resistencia del vidrio, y estas son las grietas preferenciales por indentación en vidrios de silicato sodocálcico [59]. El agrietamiento por indentación en el vidrio es, de hecho, un buen método para estudiar los defectos del vidrio inducidos por el contacto y, por tanto, también el manejo práctico del vidrio [60]. La microindentación, descrita en la sección 2.2, produjo impresiones permanentes en las muestras de vidrio. Algunas fotografías seleccionadas de las impresiones se muestran en la Tabla S1 de los Materiales complementarios. Las profundidades de penetración de la indentación (Pd) están definidas por las profundidades en Pi,max. A medida que se retrae la fuerza del penetrador, la deformación elástica se invierte y el resto de la huella fue {∼0,6 × Pd, ∼0,5 × Pd, ∼0,5 × Pd, ∼ 0,4 × Pd} para Pi = {0,5, 1, 5 , 10}, cf., Pd en la Tabla S1.

Por lo tanto, la disipación de energía del penetrador por deformación elástica llega hasta un cierto límite, sin embargo, la deformación plástica y el agrietamiento pueden disipar la energía en un rango más amplio [60]. Para Pi = 1 N, 2 N, 5 N y 10 N hubo grietas visibles, como se puede ver en las imágenes del microscopio óptico en la Tabla S1. Para Pi = 0,5 N, no hubo grietas, pero sabemos que esto depende de varios parámetros, por ejemplo, la morfología del vidrio [61], sus condiciones de almacenamiento [62], el filo de la punta del penetrador [63], etc. Los resultados son consistente con resultados previos para vidrio flotado tal como se recibió, caracterizado por el método de resistencia al agrietamiento [64], donde se encontró que el lado aire del vidrio flotado recocido tiene una resistencia al agrietamiento (CR) de ~ 0,7 N (lo que significa 50% de probabilidad). de iniciación de grietas radiales). La Tabla 2 muestra las longitudes promedio de las grietas medidas para las grietas radiales y la diagonal desde el frente de la grieta radial hasta la grieta radial diagonalmente opuesta, ver Fig. S1b. La Tabla 2 también muestra el σf calculado usando la ecuación. (2) y las longitudes promedio de las grietas que varían de 177,1 MPa (1 N) a 80,5 MPa para 10 N y de 108,1 MPa (1 N) a 47,9 MPa (10 N) para la longitud promedio de las grietas radiales y diagonales, respectivamente. Los resultados de la sangría en relación con otros resultados se discutirán en la sección 3.4.

3.2. Experimentos NAW

La inspección NAW, utilizando la configuración descrita en la sección 2.3, muestra una clara correlación entre NDV y Pi. La Fig. 9 muestra el NDV promedio en función de a) Pi y en b) el Pi logarítmico. Esto último da como resultado un buen ajuste lineal con R2 = 0,99. La diferencia más significativa en la respuesta no lineal está entre 0 N y 2 N. El agrietamiento adicional añadido, que oscila entre 2 N y 10 N, produce una respuesta decreciente más consistente; la variación estándar relativa se reduce a la mitad del valor para más muestras defectuosas. Las gráficas de probabilidad de Weibull de los valores de defectos individuales se muestran en la Fig. 10. En general, los ajustes de Weibull no son del todo perfectos (R2 = 0,71–0,95), pero son relativamente buenos para la Fig. 10 b), c) y d) ( R2 = 0,91–0,95), mientras que para la Fig. 10 a) solo aproximadamente el 60% de las muestras están relativamente bien ajustadas.

3.3. Pruebas de anillo sobre anillo

Las pruebas anillo sobre anillo se realizaron utilizando la configuración descrita en la sección 2.4. La fuerza promedio resultante en el momento de falla (Pf,x¯) y la tensión (δf,x¯), incluidas las desviaciones estándar en función de Pi, se muestran en la Fig. 11 a) y b), respectivamente. La Fig. 11 c) presenta los mismos datos en un ajuste logarítmico y, en comparación, con los experimentos NAW (ver Fig. 9), se logró un ajuste lineal ligeramente peor (R2 = 0,88).

La Fig. 12 presenta histogramas y la función de densidad normal de δf y la Fig. 13 muestra los gráficos de probabilidad de Weibull para diferentes Pi. Los histogramas de la Fig. 12 muestran que a), b) yc) no se ajustan perfectamente a una función de densidad normal, pero d) muestra un buen ajuste. Se encontró que el Xc, como se muestra en la Fig. 11, oscilaba entre 101,6 MPa para 0 N y 43,7 MPa para 10 N. Los resultados completos de las pruebas detalladas de anillo sobre anillo se muestran en la Fig. S2 en Materiales complementarios. . Los gráficos de probabilidad de Weibull muestran, al igual que el NDV (ver Fig. 10), que los ajustes lineales no son perfectos (R2 = 0,84–0,94) y en particular para las muestras con mayor resistencia y aquellas con menor resistencia.

La Fig. 14 presenta un resumen de los estudios realizados; muestra la relación entre todos los valores individuales de δf logrados a partir de experimentos anillo sobre anillo en función de los valores NDV registrados para la misma serie de pruebas. En la figura se presentan curvas de regresión lineal junto con intervalos de confianza del 95%. La mayor dispersión de resultados se encontró para las muestras sin indentaciones (0 N, R2 = 0,75), mientras que se encontró una correlación significativamente mejor para las muestras con defectos inducidos por indentadores (de 2 a 10 N, R2 = 0,92–0,99). La observación se ve confirmada por el aumento de los valores R2 de los ajustes lineales al aumentar la fuerza de indentación. Los resultados demuestran que el método END presentado en el artículo se puede utilizar para detectar defectos en el vidrio.

3.4. Discusión

En la práctica, el vidrio tiene una distribución de resistencia, ver Fig. 2, que se extiende desde ca. 35 MPa a 120 MPa para vidrio recocido tal como se recibió [30]. Para simular artificialmente defectos en el vidrio, existen muchos enfoques diferentes, por ejemplo, erosión [20], partículas afiladas [65], [66], contacto afilado provocado por indentaciones [46], [67], rayado por contacto afilado [68], [69] o láser [70]. En el presente artículo hemos elegido defectos agudos inducidos por contacto infligidos por microindentación que, según la tensión de falla promedio resultante (δf,x¯) en la prueba de anillo sobre anillo, dan defectos similares a los de la vida real, consulte la Tabla 2 y la Fig. 2.

Usando la ecuación. (3), las longitudes de grieta (Cδf,x¯) a partir de δf,x¯ podrían calcularse y varían de 9,6 a 142,5 µm para 0 N a 10 N, respectivamente. Comparamos esto con las longitudes de grietas por indentación que se midieron de dos maneras: i) longitudes promedio de grietas radiales (Cr,x¯) y ii) longitudes promedio de grietas diagonales (Cd,x¯), consulte la Tabla 2, esta última fue para obtener una medida de la longitud media de la grieta (ver Fig. 4). Usando la ecuación. (3) fue posible estimar las correspondientes resistencias a falla δCr,x¯ y δCd,x¯ para i) Cr,x¯ y ii) Cd,x¯. Los resultados muestran que δCr,x¯ y δCd,x¯ no coinciden con el δf,x¯ correspondiente de las pruebas anillo sobre anillo. Las resistencias a la falla cuando se toma en consideración el efecto de la corrosión bajo tensión, δf,x¯,SC, no coincide con δCr,x¯ pero está correlacionada linealmente con el valor de δCd,x¯.

Ilustramos la correlación en la Fig. 15 donde mostramos δCd,x¯ vs. δf,x¯,SC con la desviación estándar correspondiente de δf,x¯ para ilustrar que la desviación de la linealidad está dentro del error estadístico. Cabe señalar que las condiciones de almacenamiento del vidrio plano comparadas en la Fig. 15 no han sido controladas ni han sido las mismas, lo que pudo haber afectado los resultados y, por tanto, también la función instalada. Cd es una medida decente de la resistencia a la grieta decisiva después de una grieta por indentación, aunque no es una relación de 1:1 sino más bien de 1:1,2. En cambio, esto confirma que la grieta decisiva para la resistencia después de una grieta por indentación no es una verdadera grieta semicircular sino una grieta semielíptica que ha sido observada experimentalmente previamente por Sglavo y Green [71].

Los resultados presentados en este artículo proporcionan una prueba de concepto experimental inicial de que la resistencia del vidrio se puede probar de forma no destructiva dentro de límites razonables de confianza. Sin embargo, la comprensión de la técnica necesitará mejoras, calibración y validación adicionales antes de que pueda usarse en cualquier aplicación práctica real, incluido el efecto de escala de usar muestras más grandes o más pequeñas con significativamente más o menos fallas donde la resistencia del vidrio se basa en el criterio del eslabón más débil [72]. La Inteligencia Artificial (IA) y el Aprendizaje Automático (ML) pueden ser potencialmente herramientas para el manejo de datos, que por lo tanto también pueden usarse para mejorar el método [73], [74], [75]. También abre una amplia gama de posibilidades para trabajos futuros sobre la comprensión fundamental, por ejemplo, de las grietas en diferentes composiciones de vidrio, diferentes modos de fractura por indentación, grietas por indentación múltiples, vitrocerámicas y vidrio que contiene burbujas o partículas, por ejemplo, inclusiones de NiS [23 ].

En el estudio, se empleó una técnica de ondas acústicas no lineales para detectar defectos causados ​​por grietas inducidas por indentaciones en la superficie de muestras de vidrio. Luego, las muestras se probaron en una configuración de anillo sobre anillo para determinar el nivel de tensión en el momento de la falla. Del estudio realizado se pueden extraer las siguientes conclusiones:

L. Razón: Curación de datos, Análisis formal, Investigación, Metodología, Recursos, Visualización, Escritura – borrador original, Escritura – revisión y edición. SAK Andersson: Curación de datos, Análisis formal, Investigación, Metodología.KCE Haller:Conceptualización, Curación de datos, Análisis formal, Adquisición de fondos, Investigación, Metodología, Recursos, Software, Supervisión, Visualización, Escritura – borrador original, Escritura – revisión y edición.K. Persona:Conceptualización, Curación de datos, Análisis formal, Adquisición de fondos, Investigación, Metodología, Recursos, Software, Visualización, Escritura: borrador original, Escritura: revisión y edición.

Los autores declaran los siguientes intereses financieros/relaciones personales que pueden considerarse como posibles intereses en competencia: Kristian CE Haller informa que Acoustic Agree AB proporcionó apoyo financiero. Kristian CE Haller informa una relación con Acoustic Agree AB que incluye: membresía en la junta directiva, empleo y capital o acciones.

La investigación fue financiada por ÅForsk, subvención nº 19-479. S.Karlsson también agradece la financiación de FORMAS, el Consejo Sueco de Investigación para el Desarrollo Sostenible, subvención n.º 2018-00707.

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