非对称夹层玻璃系统的准静态与爆炸性能研究

《Journal of Composites Science》：Quasi-Static and Blast Performance of Asymmetrical Laminated Glass Systems

　　

尽管夹层玻璃（LG）在防护玻璃系统中广泛应用，非对称LG构型在静态与爆炸荷载下的行为仍缺乏充分认识。本研究对十四块全尺寸夹层玻璃（LG）面板进行了试验与数值研究，包括对称与非对称构型，涵盖退火、半钢化与钢化玻璃，并结合聚乙烯醇缩丁醛（PVB）、乙烯-醋酸乙烯酯共聚物（EVA）与SentryGlas（SG）中间层。通过准静态水腔试验建立静态抗力函数并表征失效机制，同时在ANSYS AUTODYN中开发的显式有限元模型利用已有爆炸试验数据进行了验证。所研究的非对称构型相较对应的较薄对称构型，峰值静态抗力最高提升47%，厚度缩放的爆炸诱导挠度最高降低40%。这些差异反映构型与厚度的综合效应，而非非对称性的孤立影响。中间层特性显著影响结构性能，SG相较EVA系统将动态挠度最多降低63%，而钢化玻璃表现出最高的整体抗力。结果进一步表明，层合方向影响爆炸响应，可通过优化提升结构性能。这些发现为非对称夹层玻璃系统的行为提供了新认识，并展示了所研究构型在提升抗爆玻璃性能方面的潜力。

研究背景方面，近年来结构设计实践愈发重视爆炸与冲击荷载的考虑，建筑立面尤其是窗户因其脆弱性被视为抵御外部爆炸的主要防护屏障。夹层玻璃（LG）因具备抗爆、抗强行入侵与抗弹道冲击能力而成为窗系统的优选。退火、半钢化与钢化玻璃因制造工艺不同而表现出不同力学行为：退火玻璃强度最低且破碎危险，半钢化玻璃强度适中且耐热性较好，钢化玻璃强度最高且破碎后碎片安全。在动态荷载下，钢化玻璃能量吸收表现更优但仍呈脆性。LG提供的防护水平因所用中间层特性而异，玻璃在脆性破坏前呈线弹性，中间层则呈非线性黏弹性，其响应具有应变率依赖性并受温度与时间影响。既有现场研究评估了全尺寸LG面板在10–16 m处15与30 kg TNT装药下的爆炸性能，采用Abaqus模拟开裂前后行为，常见失效模式包括边缘脱层与玻璃-硅酮界面脱离。另有研究通过全尺寸试验考察EVA、SG与PVB中间层的面板尺寸效应，显示EVA变形较大、SG挠度较低，且PVB与SG的静态承载力随面板尺寸增大而降低。爆炸事件通常分为正相与负相，负相对LG结构动态行为有重要影响，为缓解负相回弹效应宜采用锚固系统。ASTM F2248-12给出了LG结构抗爆设计等效设计压力计算方法，ASTM E1300提供了不同玻璃类型与中间层构型设计荷载评估程序，侧重失效行为预测。有综述强调了落锤冲击试验配合数值模拟的必要性，强调准确预测裂纹扩展与仔细评估数值算法的重要性。LG面板在爆炸荷载下的响应经历玻璃弯曲、开裂与断裂，随后由中间层膜作用主导；玻璃完全破碎后结构性能由中间层控制，其膜抗力与延性维持系统，因此理解中间层的静态与动态特性至关重要。多种建模方法已被研究用于评估LG窗户，包括壳单元与实体单元、弥散裂缝方法，以及基于大变形理论的三维有限元弹性和黏弹性模型，弥散裂缝与物理模型亦用于冲击分析比较，后续引入基于Rankine方法的弹损伤模型以改进脆性失效预测，微观-宏观建模与均匀化技术用于研究循环脱层并提供钢化玻璃面板有效剪切刚度简化估计。研究人员此前发表的研究已考察聚合物中间层特性、本构建模以及玻璃类型、中间层厚度与面板尺寸对夹层玻璃性能的影响。在此基础上，本研究聚焦不等玻璃层厚度的非对称夹层玻璃构型的系统级响应，结合十四块全尺寸准静态试验与经已发表试验数据验证的有限元模型进行爆炸响应模拟。具体贡献在于评估非对称层合、玻璃类型、中间层材料与中间层厚度之间的相互作用，并在恒定总玻璃厚度下对反向层合方向进行数值比较，为防护玻璃设计提供构型特定依据。不同总玻璃厚度的对称与非对称面板之间的比较被解释为构型与厚度的综合效应，而非非对称性的孤立度量。

研究人员开展了以下研究：第2节介绍使用均匀水压腔装置对全尺寸LG面板进行准静态试验，包括对称与非对称构型，目的是评估各类LG系统在逐渐施加静压下的荷载-变形响应与失效行为。试验矩阵包括十四块对称与非对称层合平板，采用EVA、SG与PVB中间层并结合退火（ANN）、钢化（T）与半钢化（HS）玻璃层。每种构型测试一个试件，因全尺寸试件制造与测试成本高昂未进行重复试验，故无法量化试验重复性与构型内变异性，报告差异应解释为单个测试试件之间的比较而非构型间统计确立的差异。所有试件在相同边界条件下测试以隔离非对称层合构型对结构响应的影响。本研究中对称夹层玻璃构型由两层等公称厚度玻璃板经聚合物中间层黏结而成，非对称构型由两层不等公称厚度玻璃板组成；对称层合为两层9.53 mm玻璃板，非对称层合为9.53 mm与12.7 mm玻璃板组合。由于构型总夹层玻璃厚度不同，非对称面板挠度乘以对称面板总厚度与非对称面板总厚度之比进行缩放，总厚度包括两层玻璃与中间层，对称响应保持不变。所有试件公称尺寸为965.2 mm × 1676.4 mm（38 in × 66 in），四周边界由50.8 mm（2 in）厚橡胶支座支撑，所有十四块试件采用相同支撑布置以保持一致的试验边界条件。水腔用于在玻璃表面施加均匀压力，水被泵入橡胶隔膜下方的腔室，进而对玻璃试件施加逐渐增大的荷载，橡胶隔膜的变形单独测量并从总挠度中减去以隔离夹层玻璃面板的响应。加载以中心挠度6.35 mm/min的受控速率进行。

第3节呈报准静态压力试验结果，考察几何构型、中间层类型与厚度、玻璃类型及相关失效模式的影响。3.1节对称与非对称系统效应：图2比较采用钢化玻璃与PVB、SG、EVA中间层的对称与非对称LG面板的静态抗力。在初始未开裂阶段，非对称PVB面板抗力较高，达约190.3 kPa（约高10.5%），两构型跨中挠度相近（385 mm）。SG系统非对称面板达223 kPa而对称面板为180 kPa（约增23.5%），挠度相近（180 mm），表明非对称性提高了承载能力。EVA非对称面板峰值压力高47%，而对称面板失效时挠度更大（高33.7%）。3.2节中间层厚度对非对称系统性能的影响：图3显示采用不同聚合物中间层（PVB、SG、EVA）各两种厚度的非对称钢化LG面板的静态抗力响应。PVB中间层非对称LG面板中，较厚中间层（2.28 mm）系统峰值压力约200 kPa，较薄中间层（1.53 mm）面板提高49.5%，且较厚中间层使失效时最大跨中挠度增加14.7%。SG非对称（2.28 mm）面板优于较薄中间层，峰值压力约高32%，表明较厚中间层构型显著增强初始荷载抗力，同时使失效时跨中挠度增加17.5%。EVA非对称LG面板中2.28 mm EVA中间层峰值压力约219 kPa，超过较薄EVA面板峰值抗力的两倍，增幅58.7%，但较薄EVA失效时跨中挠度明显更大，比较厚EVA中间层高约25.5%。3.3节中间层类型对非对称系统性能的影响：图4a比较含三种聚合物中间层（PVB、SG、EVA）的退火LG面板静态抗力函数，结果清楚显示中间层类型对峰值压力容量与变形行为的影响。三种系统中SG中间层面板抗力最高，在进入开裂后膜阶段前峰值压力约55.6 kPa，SG峰值压力较EVA与PVB分别提高46%与35%，表明SG在静态荷载下优越的刚度与荷载传递效率；EVA面板跨中挠度最大，达302.25 mm，较PVB大10.2%，较SG大55%。图4b显示含PVB、SG、EVA中间层的钢化LG面板静态抗力行为，与退火系统初始响应由刚度主导不同，钢化构型峰值抗力因钢化玻璃层增强的抗断裂能力而呈现不同数值，SG中间层面板峰值压力最高约223 kPa，EVA系统紧随其后约219 kPa，PVB面板峰值抗力最低约190 kPa，相较PVB构型SG与EVA分别提高14.6%与2%，凸显较硬中间层与钢化玻璃配合时增强的荷载传递效率；PVB中间层LG跨中挠度最大，近394 mm，较SG大120%，较EVA大104%。总体而言钢化LG结果表明中间层刚度主要控制峰值抗力，而开裂后延性强烈受中间层拉伸与维持膜力能力影响。3.4节玻璃类型对对称与非对称系统性能的影响：图5显示玻璃类型对含PVB中间层LG面板静态抗力的影响（对称与非对称构型）。对称钢化LG面板峰值压力达153.7 kPa，超过半钢化系统两倍以上，容量提高126%，归因于钢化层更高的断裂强度与改进的止裂行为；尽管抗力较高，钢化面板跨中挠度较半钢化面板减少3.7%。非对称钢化LG面板压力容量更高，峰值达190 kPa，超过退火构型四倍以上，且钢化玻璃变形较退火玻璃增加43.5%。图6呈报玻璃类型对含SG中间层LG面板静态抗力的影响（对称与非对称构型）。对称设置中钢化玻璃面板优于半钢化系统，峰值压力达160.6 kPa，较半钢化设置提高74.5%，再次反映钢化层优越的断裂韧性，使面板在裂纹萌生前承受更高荷载；钢化玻璃面板跨中挠度较半钢化构型减少13.2%。非对称系统呈相似趋势，钢化LG面板再次表现优越，钢化非对称面板超过退火构型301%；与对称设置不同，钢化非对称面板跨中挠度略低，为179 mm，而退火系统为195.6 mm。EVA非对称面板中玻璃类型对静态响应的影响程度超过PVB与SG系统，钢化构型峰值压力219 kPa，超过退火面板476%，但伴随压力容量增益，钢化构型跨中挠度较退火玻璃减少36.2%。3.5节LG裂纹模式：试验结果显示每种LG系统呈现独特裂纹模式，受玻璃类型与聚合物中间层类型影响。退火非对称玻璃强度较低，呈脆性失效模式，常由表面缺陷引发；含EVA中间层系统裂纹在接近最大挠度时于玻璃中心迅速萌生与扩展，玻璃板以相似模式失效，面板中心有附加损伤；PVB与SG中间层改善能量吸收与荷载分布，延缓灾难性失效，断裂出现在试件边缘，中间层在压力容量完全达到时撕裂。钢化非对称玻璃强度高且安全性好，失效时通常碎成小而钝的碎片，较退火玻璃更安全；与EVA结合时中间层弹性特性有助于吸收能量并保持小玻璃碎片，提供有效抗冲击性；PVB中间层韧性控制钢化非对称玻璃的快速碎裂，耗散能量并降低失效扩展风险；SG中间层通过最小化挠度并有效保持玻璃碎片增强钢化非对称玻璃整体性能，特别适用于要求强抗爆与抗弹道的高安全应用。半钢化非对称玻璃兼具退火与钢化玻璃性能平衡，强度和抗断裂性改善；与PVB结合增强抗裂性与能量吸收，改善失效后行为，适用于要求中等抗冲击的应用；与SG中间层结合时系统显示高刚度与结构完整性，对冲击与爆炸荷载抗力优越。

第4节动态响应数值建模：由薄玻璃层经中间层黏结的夹层玻璃系统可采用二维（2D）壳或三维（3D）实体建模技术有效模拟。壳单元因需较少单元且降低总体成本而受青睐，但不能准确捕捉贯穿玻璃厚度的裂纹扩展。非线性动力分析常用显式有限元（FE）程序进行，包括ANSYS Autodyn、ANSYS LS-Dyna与ABAQUS，以评估LG系统在爆炸荷载下的行为；本研究采用ANSYS AUTODYN进行有限元建模。4.1节中间层材料本构建模：呈报EVA、SG与PVB中间层的材料特性。由于前述率效应，未经修改的静态材料特性通常不适用于动态系统响应的准确建模；加载速率对EVA与PVB中间层的能量与刚度特性有显著影响，与静水压下双曲行为不同，其爆炸行为随速率增加呈近似双线性趋势。EVA、PVB与SG的材料模型基于试验结果校准；PVB采用Johnson–Cook材料模型，SG与EVA采用含硬化塑性的双线性材料模型；详细本构建模、材料表征与校准程序已在研究人员此前发表中呈报，故此处仅作概述。4.2节玻璃材料动态建模：玻璃材料建模应考虑五个关键输入参数；材料模型需纳入各向同性硬化塑性模型并定义基于特定失效应力与应变的失效准则；表中详列所用玻璃面板的杨氏模量、泊松比、密度及失效应力与应变等特性。所采用公式遵循既有夹层玻璃建模研究，提供预测整体面板响应与失效的简化表示，其使用得到第4.5节爆炸试验比较的支持；然而该一致性并不独立确立局部断裂预测的准确性，且公式未显式表示不同的拉伸与压缩断裂强度。第4.5节爆炸试验数据的一致性支持模型在测试条件下预测整体挠度的能力；玻璃材料模型参数根据动态材料试验结果调整；需注意所采用材料模型旨在预测夹层玻璃系统的整体结构响应与失效，而非单个裂纹的详细萌生与扩展。4.3节有限元模型设置：LG面板建模为矩形板，沿周边两面由25.4 mm（1 in）氯丁橡胶垫片支撑，垫片黏结于玻璃并固定于刚性框架内；四边支撑边缘三个方向平动受约束，允许边缘转动以代表试验支撑布置；分析采用中点挠度时程捕捉荷载下动态响应，应用三维六面体实体单元考虑大变形、转动与结构内复杂相互作用；为提高模拟精度，模型沿板厚包括十一个实体单元，每层玻璃三个单元，每个中间层一个单元，该单元配置可更详细表示材料行为。4.4节单元尺寸优化：为评估单元尺寸对结果的影响进行了网格收敛研究，结果与多位研究者报告一致；收敛结果显示单元尺寸为25.4 mm（1 in）或更小时预测结构响应基本不变，故采用19 mm（0.75 in）实体单元尺寸以改进裂纹模式表示同时保持计算效率；在ANSYS AUTODYN中减小单元尺寸确保有利单元长宽比并增强数值精度。4.5节数值模型验证：呈报美国国家建筑科学研究所（NIBS）开展的现场试验中两项测试结果，用于验证有限元（FE）模型准确性。第一项测试涉及尺寸为宽1210 mm、长1524 mm的单片夹层玻璃（LG）系统，包括两层6.35 mm退火玻璃面板与1.524 mm PVB中间层，LG面板受荷面积1110 mm × 1420 mm，试验施加73 kPa压力，冲量586 kPa-msec。第二项测试采用相同LG面板尺寸但为两层3.175 mm退火玻璃面板与2.54 mm SG中间层，亦用于验证。图12比较两个验证工况的试验与数值跨中挠度-时程曲线；试验与数值峰值挠度在测试1中分别约为375 mm与395 mm，相对试验峰值的绝对百分比误差约5.3%；测试2中相应峰值约为169 mm与184 mm，误差约8.9%；数值模型在两个工况中均高估峰值挠度。这些指标量化峰值响应的一致性而非完整挠度-时程的误差。PVB与SG爆炸试验验证工况为数值框架提供试验基础；其向其他玻璃类型与非对称层合的扩展使用第4.1与4.2节所述相应材料参数，尽管这些附加构型未由两项测试直接验证。

第5节有限元分析结果与动态讨论：利用ANSYS计算模型研究LG面板爆炸响应，分析包括有限元结果的全面探索，采用有限元模拟各种因素以评估对LG系统爆炸行为的影响；动态加载试验数据包括压力与冲量值用于模拟动态FE模型，最高压力与冲量分别达241 kPa与1034 kPa-msec；动态数值模拟所用夹层玻璃面板尺寸与水腔试验面板一致，为965 mm × 1676 mm（38 in × 66 in）。5.1节非对称与对称LG系统比较：考察关键设计变量对LG面板动态性能的影响，重点为层合构型（非对称与对称）。所有模拟LG系统无论中间层或玻璃类型均保持一致总体尺寸965 mm × 1676 mm（38 in × 66 in）以确保公平比较。为便于不同总厚度对称与非对称夹层玻璃面板比较，挠度响应按总玻璃厚度归一化；该归一化提供一致比较度量但不能完全隔离层合非对称性影响与厚度相关效应。例如0.375–0.09–0.375与0.375–0.09–0.50构型总夹层玻璃厚度分别为0.840 in与0.965 in，厚度增加14.9%，故非对称挠度乘以约0.8705；所得降低反映不等厚度构型间差异，不应单独归因于非对称性；静态抗力比较同样包括厚度相关效应，隔离非对称性影响需等厚度对称与非对称面板比较。图14呈报钢化与半钢化夹层玻璃面板数值结果，各配PVB与SG等聚合物中间层，所有工况玻璃厚度范围为0.375至0.5 in（9.53至12.7 mm），这些玻璃组合进一步分类为对称（如0.375–0.09–0.375）与非对称（如0.375–0.09–0.5）构型。非对称面板挠度时程乘以对称面板总夹层玻璃厚度与非对称面板总厚度之比，总夹层玻璃厚度包括两层玻璃与中间层，对称响应保持不变，缩放挠度保留毫米单位；该缩放提供比较度量但不确立等效刚度或完全分离非对称性与厚度相关效应。含PVB中间层钢化试件中，对称面板0.375T-0.09PVB-0.375T峰值挠度达150.58 mm，而归一化非对称面板0.375T-0.09PVB-0.5T达90.32 mm，降低约40.0%。含SG中间层钢化试件呈相似趋势，对称面板峰值挠度102.15 mm，归一化非对称构型75.88 mm，降低约25.7%。含PVB中间层半钢化试件中，两构型差异减小，对称面板达235.64 mm，归一化非对称面板达220.06 mm，仅降低6.6%。含SG中间层半钢化试件中，对称与归一化非对称面板峰值响应非常接近，分别为140.28 mm与137.84 mm，差异约1.7%。总体比较表明非对称性对钢化玻璃试件爆炸响应影响更显著，尤其与PVB中间层组合时，而对半钢化试件无论中间层类型影响均变得边际。5.2节不同中间层类型的影响：LG面板爆炸性能显著受中间层类型影响，中间层通过开裂后膜作用吸收与耗散能量，从而控制面板对外部力的响应。本研究选用钢化玻璃与半钢化玻璃评估各种中间层材料对非对称LG系统动态行为的影响，分析EVA、PVB与SG三种聚合物中间层，各在抗变形与能量吸收能力方面表现不同特性。图15呈报由HS与钢化玻璃构成、各配SG、PVB与EVA中间层的非对称LG面板跨中挠度-时程响应，所有面板承受等效爆炸类动态加载条件以隔离中间层类型对非对称LG系统结构行为的影响。半钢化LG面板中SG峰值挠度最低约118 mm，PVB达189 mm，EVA超过270 mm，表明SG较PVB降低峰值挠度约38%，较EVA降低约56%；EVA中间层面板的大挠度反映其较低刚度与能量耗散能力，使其最不适用于要求爆炸荷载下严格挠度控制的应用。钢化LG面板中呈相似趋势但绝对挠度普遍较低，因钢化玻璃刚度较高；SG层合面板峰值约65 mm，PVB与EVA峰值挠度分别约78 mm与178 mm，对应SG较PVB降低挠度15%，较EVA降低63%，进一步凸显SG在最小化动态响应方面的优越性能。总体而言SentryGlas持续优于PVB与EVA，显著降低非对称LG系统动态跨中挠度；PVB虽较EVA有中等改善（HS中降低挠度约30%，钢化玻璃中约56%），仍不及SG性能水平。这些发现清楚表明中间层材料选择在夹层玻璃抗爆性中起决定性作用，SG在刚度、开裂后完整性与挠度控制之间提供最有效平衡，尤其在荷载分布不均匀的非对称系统中；对于高风险或安全敏感应用，SentryGlas仍为结构效率最高且最具防护性的中间层方案。5.3节不同玻璃类型下PVB厚度的影响：中间层厚度预期显著影响非对称LG系统爆炸行为。图16分析钢化与半钢化LG系统PVB中间层四种厚度的动态结果，结果显示随中间层厚度增加跨中挠度明显降低，两种玻璃类型间性能有所差异。钢化LG系统中2.29 mm（0.09 in）PVB厚度产生最优性能即最低跨中挠度；然而3.05 mm（0.12 in）中间层挠度略小，两构型峰值挠度相近，表明超过一定厚度后进一步增加中间层厚度对跨中挠度的益处趋于平稳，0.09 in与0.12 in构型在较高峰值挠度下表现相当。相反，半钢化LG系统中3.05 mm（0.12 in）中间层厚度显示最小动态跨中挠度，半钢化玻璃系统中增加的中间层厚度有效吸收与耗散更多能量，从而较薄中间层构型降低变形；半钢化玻璃挠度趋势表明较厚中间层（如0.12 in）更有效限制动态变形，增强整体结构响应。图16显示峰值挠度初始大幅降低随后随中间层厚度增加附加降低减小；该趋势可通过中间层竞争效应解释：较厚中间层提供更大截面积抵抗断裂后膜力，然而对同一材料增加厚度降低单位面积剪切刚度并改变玻璃板间荷载传递，加之玻璃断裂与支撑条件，这些竞争效应为收益递减提供合理解释；观察趋势表明在所研究厚度范围内附加改善有限而非普遍最优厚度。5.4节非对称夹层玻璃系统层合构型评估：为在保持总厚度22.2 mm（0.875 in）一致的同时优化非对称LG系统，本节考察层合方向与加载侧对动态性能的影响。数值参数研究评估八种层合构型，含HS与T玻璃及PVB与SG两种中间层材料；选取四种关键构型进行爆炸模拟，其中非对称面板通过在内侧（较厚玻璃）施加荷载进行测试。HS基LG面板对加载侧显示极小敏感性：PVB中间层面板中加载较厚（内侧）时峰值挠度约190 mm，加载较薄（外侧）时峰值182 mm，仅降低4%；SG中间层HS面板中加载较厚（内侧）时峰值挠度约118 mm，加载较薄（外侧）时123 mm，降低约4%。这些结果表明HS玻璃无论层合方向均表现平衡结构行为，此类构型中中间层性能主导响应。相反，钢化LG面板显示加载侧对挠度影响明显得多：PVB中间层钢化面板中加载较厚侧将峰值挠度从101 mm降至78 mm，降低23%；SG中间层效应较不显著，加载较厚侧峰值挠度65 mm，加载较薄侧72 mm，降低10%。较厚钢化玻璃层面向爆炸时峰值挠度较低可能源于方向相关应力重分布与渐进断裂，反转不等厚玻璃板改变其相对加载方向的位置并可改变断裂顺序；较厚迎爆玻璃层在损伤发展中可能保持更大抗弯能力，延缓对中间层膜作用的依赖；钢化玻璃较高断裂强度可能使该抗力持续更久，解释其相较半钢化玻璃对方向更大的敏感性；此为数值结果的物理解释，挠度时程本身并不确立详细断裂顺序。总体而言这些发现强调非对称LG面板层合优化须针对玻璃类型定制：HS面板对加载方向相对不敏感，而钢化LG面板性能高度依赖哪一侧面向爆炸；加载较厚玻璃层显著改善性能，尤其与SG等高性能中间层配合时；对于涉及爆炸或动态荷载的设计应用，仔细选择层合方向并将较厚玻璃层策略性置于威胁方向可实现高达25%的挠度降低，从而增强安全性与结构效率。

第6节结论：本研究通过试验测试与验证的有限元模拟考察全尺寸非对称LG系统的准静态与爆炸行为。对于所研究面板尺寸、加载条件与材料组合，可得出以下结论：与对应较薄对称构型相比，所研究非对称系统峰值静态抗力最高增加47%，厚度缩放爆炸诱导挠度最高降低40%，这些改善反映层合构型与总厚度的综合影响，所采用缩放未隔离非对称性效应。中间层材料显著影响结构响应，在所研究中间层材料中SG整体性能最佳，相较EVA将动态挠度最多降低63%，同时保持优越开裂后完整性。在所研究玻璃类型中钢化玻璃因增强的断裂强度与刚度提供最高抗力与爆炸性能。增加中间层厚度改善抗爆性并降低挠度，然而超过一定厚度后性能增益递减，表明所研究构型存在最优中间层厚度。对于所研究工况，优化非对称层合结合钢化玻璃与SG中间层在不增加整体面板厚度情况下显著增强抗爆性，为防护玻璃系统设计提供有用指导。总体而言结果表明非对称夹层玻璃可作为通过优化荷载分布、中间层选择与层板方向在不增加整体面板厚度情况下改善抗爆性的有效设计策略；建议未来研究包括更大规模全尺寸试验计划以进一步提高发现统计置信度并加强对中间层材料与层合构型的评估。本研究限于十四块全尺寸准静态试件且每种构型一次测试，故无法量化试验重复性与构型内变异性；爆炸评估依赖经两项已发表爆炸试验验证的数值模拟而非对所有研究构型直接爆炸测试；因此发现限于所选面板尺寸、材料、边界条件与加载条件；所采用玻璃模型预测整体结构响应与失效但不显式重现详细裂纹萌生与扩展。第7节工程意义：结果表明抗爆玻璃性能可通过优化层合结构而非增加整体玻璃厚度来改善，该方法为开发更轻、更高效防护立面系统同时保持极端荷载下结构完整性提供实用途径。