Développement et comportement d'un raccord mince pour la stratification avec du PVB structurel

Date : 1er novembre 2022

Structures en verre et ingénierie | https://doi.org/10.1007/s40940-022-00198-6

Destiné à la construction d'un démonstrateur de coque en verre modulaire double courbe sans cadre, un raccord de ferrure en inox avec une tôle mince trapézoïdale laminée dans l'interstice de verre de sécurité bicouche a été développé. Pour le collage à l'intérieur du stratifié de verre, une couche intermédiaire structurelle en PVB est utilisée. Différents plis intercalaires de différents types de PVB peuvent être empilés en fonction de l'épaisseur d'interstice nécessaire et de l'aspect esthétique recherché. Le raccord est conçu pour transférer principalement les forces de translation, mais il offre également une certaine rigidité en flexion via une barre transversale appuyée contre le bord du verre.

Divers tests, y compris l'application de charges de traction, de cisaillement et de flexion, ont été effectués à l'Université des sciences appliquées et des arts de Lucerne (HSLU) pour explorer le comportement structurel et la capacité portante de la connexion du raccord. De plus, des études de paramètres à l'aide de modèles d'éléments finis ont été réalisées pour explorer l'influence de la géométrie du raccord, des dimensions, des propriétés de l'intercalaire et du type de chargement sur le comportement structurel de ce type de connexion. Ces études de paramètres et les résultats des tests permettent d'identifier d'autres possibilités d'optimisation de la forme et d'application de ces raccords minces et feuilletés pour les structures de verre porteuses.

Arrière-plan

La conception et la construction de coques structurelles uniquement en verre sont soumises à deux principales conditions aux limites : l'utilisation de verres feuilletés plans ou courbes de dimensions limitées et la nécessité de fournir un joint structurel entre les modules de verre adjacents. Ces liaisons structurelles transfèrent principalement les efforts membranaires dans le plan (composante axiale et cisaillement parallèles au bord du verre), mais le passage des efforts hors plan et, par la suite, la fourniture d'une rigidité en flexion limitée autour du bord du verre sont également nécessaires pour faire face aux charges asymétriques et pour la stabilité globale de la coque.

De plus, une rigidité suffisante des liaisons est obligatoire pour l'assemblage et l'orientation géométrique correcte des modules verriers dans le cadre de la géométrie globale de la coque. La position et l'orientation des joints par rapport à la forme globale de la coque et les scénarios de chargement sont cruciaux pour les efforts à transférer dans les assemblages (Fildhuth et Knippers 2012 ; Fildhuth et Lippert 2012, Bagger 2010). De plus, les joints constituent une discontinuité avec une variation de raideur nette dans la surface de la coque. Il en va de même pour les connexions de verre structurel dans les constructions en verre en forme de plaque.

Outre les fixations ponctuelles classiques ou les assemblages par boulons de cisaillement avec des trous dans le verre (par exemple, Baitinger 2009), les assemblages de verre structurel les plus répandus, bien que complexes, sont les raccords en acier inoxydable ou en titane stratifiés dans des réservations/poches découpées dans la vitre centrale en verre stratifié avec un minimum de trois ou souvent cinq vitres (O'Callaghan 2012, Bedon 2018). Des éléments de connexion ponctuels collés à la surface du verre à l'aide de différents adhésifs ou films polymères ont été montrés et examinés, par exemple par Kothe (2016). Les connexions linéaires sont soit des joints bout à bout adhésifs directs entre des vitres adjacentes (Blandini 2005), soit des conceptions mixtes avec des rails métalliques boulonnés collés linéairement au bord du verre (Veer 2003). Les connexions locales liées aux bords sont présentées par Schulz (2021) et Ioannidou-Kati (2018).

Marinitsch (2015 et 2016) a développé une connexion linéaire complexe et solide consistant en un profil de bord métallique avec des parties saillantes stratifiées dans le composé de verre. Un travail complet sur les raccords stratifiés dans la zone intercalaire avec des études d'optimisation de l'intercalaire ionomère et de la forme a été livré par Puller (2012). Une publication plus récente (Volakos 2020) présente une connexion de tôle laminée par interstice utilisant une résine coulée transparente et est intéressante pour la comparaison avec le présent article. Carvalho (2011) a proposé des tôles perforées stratifiées interstitielles pour les connexions. Une variante de ferrures structurelles feuilletées situées aux sommets/coins d'éléments ou de portes en verre statique a été développée et appliquée par Kassnel-Henneberg (2020) et (2017).

Le désir d'Eastman de présenter la capacité structurelle de l'intercalaire Saflex® Structural (DG41) lors d'un salon et d'exposer la possibilité d'utiliser des empilements de différents types d'intercalaires pour atteindre des objectifs de conception architecturale tels que la coloration ou la translucidité a conduit au développement d'une coque en verre modulaire, sans cadre, de 4,20 m de haut en tant que démonstrateur (Fig. 1) par la société d'ingénierie knippershelbig de Stuttgart (Schieber et al. 2021). L'assemblage structurel des stratifiés de verre à deux couches (verre renforcé thermiquement de 8,8 mm) est réalisé par des raccords en acier inoxydable avec des lames en acier minces de 1,5 mm en forme de queue d'aronde qui sont laminées dans l'interstice de 3 mm entre les deux couches de verre (Fig. 2), en utilisant les propriétés de rigidité au cisaillement de l'intercalaire PVB structurel (Stevels 2020).

L'angle variable des pattes de raccordement (Fig. 2c), qui dépend de la forme de la coque, est choisi dans la phase de conception avant le fraisage des raccords individuels. Outre le développement de l'enveloppe elle-même, un programme d'essais de la connexion de raccord structurel a été réalisé au centre de compétence enveloppe du bâtiment (CC GH) de l'Université des sciences appliquées et des arts de Lucerne. Les résultats détaillés sont fournis ci-dessous. Un résumé des résultats des tests globaux et des propriétés sous-jacentes de l'intercouche est présenté dans un article de Stevels (2022).

Développement original de la connexion de raccord

Le développement de la conception et la conception de la construction du raccord ont été réalisés par knippershelbig sur la base de publications sur les bandes métalliques laminées avec du PVB structurel (Louter et Santarsiero 2019) et des données matérielles du fabricant du matériau PVB structurel (Eastman 2020, Stevels 2020, Schuster 2021). La ferrure transfère les forces pour les trois degrés de liberté de translation et pour la rotation autour du bord du verre, où une rigidité en flexion limitée est fournie par la ferrure (Fig. 3). Au sein du modèle numérique de la coque, les liaisons d'emboîtement ont été modélisées via quatre ressorts par liaison (Fig. 3). La rigidité en flexion est obtenue par la barre transversale en T de la ferrure, qui est également liée au bord du verre par du PVB structurel.

Le PVB utilisé pour le collage des bords de 1,52 mm d'épaisseur est le même PVB structurel que celui utilisé pour le laminage des feuilles de verre. Le comportement de portance mixte peut ainsi être caractérisé par deux approches : soit la flexion est supportée par un couple d'efforts avec tension dans la lame d'acier laminé et compression entre une semelle de la traverse et le bord du verre (Fig. 4 a) dans une approche conservatrice sans collage des bords, soit le couple de forces se développe dans les deux semelles de la traverse en supposant une liaison du bord intacte (Fig. 4 b). En fin de compte, l'approche conservatrice a été appliquée pour la conception de la coque. Les forces de translation dans le plan sont principalement supportées par l'action de cisaillement dans l'intercalaire entre la lame feuilletée et le verre. En réalité, la ferrure présente un comportement porteur complexe et mixte activant à la fois la partie laminée et la liaison périphérique.

Le concept de sécurité de la coque s'appuie localement sur le comportement ductile du raccord, qui échoue sans rupture soit par délaminage (efforts dans le plan) soit par plastification de l'acier (flexion) et permet ainsi globalement d'activer des chemins de charge alternatifs le long des raccords intacts dans la coque. Ainsi, en cas de défaillance d'un raccord par délaminage ou plastification, une capacité de charge post-rupture subsiste à la fois par le raccord lui-même et par des chemins de charge alternatifs via des raccords intacts à proximité.

Pour la construction et l'assemblage de la coque, il est crucial de placer correctement les ferrures dans le verre feuilleté en ce qui concerne leur emplacement et l'angle. La tolérance est fournie par des trous surdimensionnés dans l'une de chaque paire de raccords. Après boulonnage, ces trous sont remplis de mortier d'injection (Fig. 2a).

Deux thèses de licence (Yersin 2020, Joos 2021) ont été établies en parallèle par des étudiants de la HSLU pour soutenir le processus de conception par des études détaillées et paramétriques des connexions de raccord, voir également la section 2. Au cours du processus de développement, la plaque d'acier laminée rectangulaire à l'origine a été optimisée vers une conception en queue d'aronde pour réduire les contraintes et améliorer l'aspect optique.

Actuellement, les raccords sont usinés en acier inoxydable 1.4301 en une seule pièce, y compris la lame fine de 1,5 mm. Chaque raccord peut être fabriqué individuellement en fonction de l'angle de la patte de raccordement. Le laminage est établi dans une poche sous vide dans l'autoclave. L'intercalaire est appliqué en quatre couches de 0,76 mm. Les couches entre la lame du raccord et la liaison sont cruciales pour la liaison en cisaillement du raccord et sont toujours en PVB structurel transparent (Saflex® structural, « DG41 »). Les deux couches du noyau peuvent être en PVB conventionnel coloré ou translucide ("RB41", Vanceva® Arctic Snow dans le cas de la coque) ou en PVB structurel transparent DG41 également. Un empilement entièrement transparent est cependant esthétiquement bénéfique pour l'aspect léger de la coque et pour réduire la visibilité des ferrures.

Intention

Le développement de la coque modulaire du démonstrateur et de la connexion de raccord a été réalisé par les ingénieurs de knippershelbig à Stuttgart (Schieber 2021) dans un court laps de temps en raison du calendrier du projet. Le modèle de coque global a été simulé numériquement avec des éléments de coque et des connexions à ressort à l'aide du logiciel Sofistik 2020. Deux thèses de licence à l'Université des sciences appliquées de Lucerne (Yersin 2020, Joos 2021) ont fourni des études supplémentaires pour le développement et la compréhension des raccords laminés. Les analyses numériques détaillées de Joos (2021), présentées dans les sections 2.2 et 2.3 ci-dessous, comprennent des études de paramètres et de sensibilité et se concentrent sur le comportement de portance de la conception de raccord trapézoïdal utilisée pour le démonstrateur. Sur cette base, divers paramètres géométriques et alternatives de forme ont été étudiés à la fois pour des raccords locaux et un raccord de bord linéaire (voir section 4). L'ensemble de la procédure est schématiquement illustré à la Fig. 5.

Configuration du modèle, paramètres

La modélisation numérique (Joos 2021) a été réalisée en appliquant le logiciel FE Ansys 2020 R2. Aucun essai direct n'ayant encore été réalisé lors du développement de la coque et des ferrures, les modèles numériques des ferrures se sont basés sur des données d'essais issues de publications, notamment (Louter, Santarsiero 2019) pour les essais de traction sur tôles laminées et (Eastman 2020, Stevels 2020) pour les données intercalaires. Des éléments de volume d'ordre supérieur, des modèles de matériaux non linéaires et une analyse géométriquement non linéaire ont été appliqués dans tous les modèles FE.

L'acier inoxydable a été mis en œuvre en utilisant la loi de matériau de durcissement isotrope multi-linéaire et la courbe contrainte-déformation non linéaire selon la méthode décrite dans (Informationsstelle Edelstahl Rostfrei 2017). Pour tous les PVB, les données de modules fournies par le fabricant ont été ajustées aux courbes pour obtenir une description de la série Prony. Sur cette base, la variation des paramètres du matériau pour calibrer le modèle (Louter, Santarsiero 2019) pour un essai à trajectoire contrôlée avec 1 mm/min à 20 °C a conduit à appliquer un module de cisaillement initial de 17,1 MPa pour le PVB et une augmentation de 10 % de la limite d'élasticité de l'acier inoxydable. (Fig. 6)

Les modèles de matériaux calibrés ont ensuite été appliqués au modèle numérique des raccords en acier inoxydable. Le modèle d'ajustement à symétrie biaxiale comprenait un volume de stratifié suffisant autour de l'ajustement pour couvrir toutes les zones de perturbation (Fig. 7a). Les charges de translation ont été appliquées à la plaque à oreilles du raccord dans la zone du trou de boulon sous la forme d'une déformation forcée de 1 mm dans la direction axiale ou de cisaillement (Fig. 7a, c) et la plaque a été soutenue à l'arrière. Pour appliquer un cintrage (5°) autour du bord du verre par rotation (angle ϕ), la face avant de la plaque à oreilles de la ferrure a été utilisée (Fig. 7 a, c) et les conditions d'appui ont été adaptées. Il convient toutefois de noter que les conditions aux limites (appuis) ​​des modèles EF sont adaptées à la situation présente dans la coque en verre modulaire et diffèrent donc partiellement des appuis appliqués dans les essais (comparer la section 3.2 ci-dessous, Fig. 12).

Le maillage a été affiné dans les zones critiques, notamment dans les zones limites du raccord feuilleté et de l'intercalaire PVB. Deux éléments ont été utilisés dans l'épaisseur de l'intercalaire entre la tôle de ferrure et le verre.

Résumé des résultats numériques

L'application d'une tension de courte durée sur la ferrure par un déplacement axial de 1 mm conduit à transférer par cisaillement l'essentiel de la charge résultante dans le verre via la tôle feuilletée de la ferrure (Fig. 8). L'augmentation du temps de chargement entraîne une diminution du transfert de charge (tension axiale) via la liaison de bord de la barre transversale. Cependant, la forme asymétrique de la ferrure pour des raisons de construction provoque toujours une flexion limitée qui entraîne une légère rotation de la ferrure autour du bord du verre.

La contrainte de cisaillement dans le PVB structurel entre la feuille de montage de 1,5 mm d'épaisseur et le verre est relativement constante le long d'un chemin allant du bord à l'extrémité de la feuille et présente des pics de contrainte de cisaillement au bord du verre (Fig. 9) et, beaucoup plus important, à la fin de la feuille stratifiée (40 mm de profondeur). La première contrainte principale dans le PVB montre des maxima de traction au bord du verre et à l'extrémité de la feuille de montage dans le stratifié ainsi qu'un changement de contrainte linéaire le long de la profondeur de montage et un minimum de contrainte à environ 30 mm de profondeur dans le stratifié. De manière analogue, le verre est également soumis à une contrainte de traction maximale dans la zone de discontinuité à l'extrémité de la feuille de montage feuilletée (Fig. 9).

La composition de l'intercalaire influence la portance et le comportement à la rupture, comme le montrent également les résultats des essais (section 3). Une accumulation homogène de couche intermédiaire à partir de PVB structurel (DG41) présente une contrainte principale de PVB plus faible le long du raccord par rapport à une accumulation empilée de DG41 et de PVB RB41 standard (Fig. 10). Cependant, le pic de contrainte à l'extrémité intérieure du raccord est plus élevé et plus large pour la composition d'intercalaire homogène de DG41 uniquement. Il en va de même pour les contraintes de cisaillement et hydrostatiques (σhydro = (σ11 + σ22 + σ33)/3) le long du stratifié du raccord et pour la contrainte de traction principale du verre. Dans l'essai, cependant, les stratifiés empilés (DG41 + RB41) ont échoué au bris de verre pour l'essai de traction, tandis que tous les échantillons homogènes de DG41 ont échoué au délaminage du PVB (voir section 3).

Si la ferrure est chargée en flexion de courte durée (rotation de 5°) autour de l'axe parallèle au chant du verre, c'est principalement la traverse collée au chant du verre qui transfère la charge via un couple d'efforts axiaux résultant ; la tôle feuilletée n'introduit qu'environ 10 % de la charge totale sur le verre par cisaillement dans le PVB.

En flexion, le métal de la ferrure est déterminant pour l'assemblage, car il est soumis à de fortes contraintes et a donc tendance à se plastifier le long de la première partie de la tôle laminée (Fig. 11, schéma 2.) et, avec une rotation accrue, dans la partie extérieure en "T" (Fig. 11, photo test). La contrainte du PVB reste plutôt faible et présente des maxima de contrainte et de cisaillement principaux le long des 5 premiers mm dans le stratifié (Fig. 11, schéma 1.). Le principal maximum de contrainte du verre se produit à environ 20 mm de profondeur (chemin dans la direction x, voir Fig.11, diagramme 3.) et diminue constamment avec l'augmentation de la distance x du bord du verre. Ces résultats sont en corrélation avec le rendement métallique visible et la rupture du verre dans la zone de montage survenant lors de l'essai de pliage à un angle de rotation extrême (section 3, Fig. 20).

Les analyses FE présentées ont été réalisées avant les essais dans le cadre de la conception de la coque en verre du démonstrateur. Ainsi, ils ont des conditions aux limites différentes des essais, où, par exemple, les spécimens étaient soutenus à deux zones en haut dans l'essai de traction (Fig. 12). Des analyses FE supplémentaires adaptées aux conditions de test sont donc nécessaires pour permettre une comparaison plus directe des résultats de test et du modèle numérique. La configuration du test et les résultats sont présentés en détail ci-dessous.

Tester la motivation et l'intention

Comme le processus de développement des raccords était à l'origine entièrement basé sur des données de matériaux publiées et des modèles numériques, des tests des raccords ont été effectués à l'HSLU pour vérifier et couvrir les hypothèses théoriques appliquées pour la conception originale des joints structuraux et de la coque. De plus, le concept de sécurité de la coque du démonstrateur en verre a pu être vérifié en ce qui concerne la résistance, la ductilité et le comportement après rupture des connexions des raccords. De plus, les essais visaient à fournir des données supplémentaires pour l'étalonnage des modèles de ressorts utilisés dans les articulations du démonstrateur.

Un aperçu des chiffres et chiffres clés a été publié dans l'article (Steves 2022). Les résultats des essais et les analyses EF ne permettent actuellement qu'une comparaison partielle pour le cas des essais de traction en raison des différentes conditions aux limites (Fig. 12) résultant en différents chemins de charge. Cependant, un objectif principal est de vérifier le concept de sécurité de la connexion du raccord en s'appuyant sur la ductilité et la capacité de charge après rupture. L'influence potentielle de divers empilements intercalaires utilisant différents matériaux PVB est également examinée.

Configuration et méthodes de test

Deux types de tests ont été effectués : Dans les tests statiques à court terme, les performances de traction, de cisaillement et de flexion ont été étudiées. Des essais à long terme de traction et de flexion ont été effectués pour obtenir des informations sur le fluage. Alors que les performances de flexion sont importantes pour la construction/géométrie des joints et la stabilité globale de la coque, en particulier contre les charges asymétriques et concentrées, le comportement au fluage est intéressant, car la charge permanente des joints ne peut être totalement évitée dans la coque.

Tableau 1 Configuration du test et aperçu de l'échantillon -Tableau pleine grandeur

Afin de minimiser l'effort de production, les éprouvettes ont été conçues pour réaliser les différents essais avec un minimum de configurations d'échantillons. Par conséquent, une géométrie de spécimen de base uniforme de stratifiés rectangulaires de 200 mm x 550 mm (verre flotté de 8,8 mm, PVB de 3 mm) a été utilisée. Pour les essais de traction, la ferrure a été centrée sur le bord long (550 mm), pour le cisaillement et la flexion sur le bord court. Une machine d'essai de traction et de compression Zwick/Roell 150 kN avec application de charge à trajectoire contrôlée a été appliquée (traction et cisaillement de 1 mm/min, flexion de 10 mm/min). Tous les tests ont été effectués à température ambiante (20 à 21 °C).

Pour les essais de traction, les éprouvettes ont été retenues par deux entretoises en acier (Fig. 13 a, b)). Des blocs de support en aluminium ont été utilisés pour éviter le contact avec l'acier. Un gabarit à vis assure une application immédiate de la charge et évite le désalignement des éprouvettes. La charge de traction est appliquée en tirant la ferrure, située au centre du bord long, vers le haut. L'essai de cisaillement (Fig. 13 c), d)) a été effectué dans une configuration similaire avec les deux entretoises et en tirant vers le haut le raccord laminé au bord court de l'éprouvette. Les essais de flexion en quatre points sur deux éprouvettes reliées par des raccords ont été inspirés de la configuration EN 1288-3 mais ont utilisé une portée de support réduite de 550 mm pour supprimer l'influence de la charge permanente (Fig. 13 e, f)).

Pour une application de charge à long terme (essais de fluage), des supports transportables appropriés ont été fabriqués pour supporter les éprouvettes et appliquer la charge permanente (Fig. 14). Les tests ont été effectués pendant une durée de 80 jours dans une salle climatisée à une température de 21 ± 1 °C. La déformation a été mesurée par des comparateurs à cadran analogiques avec une résolution de 1/100 mm. Les charges de 4,8 kg (fluage en flexion) et 22 kg (effort de fluage en traction axiale) appliquées dans les essais correspondent à des charges permanentes d'emmanchement déterminées par FEA de la coque du démonstrateur verrier. De plus, des charges de fluage en traction (66 kg) et en flexion (22 kg) beaucoup plus élevées ont également été utilisées à des fins de comparaison.

Résultats de test

Pliant

Toutes les configurations montrent un comportement ductile et la rupture locale du verre, typiquement d'un seul verre, n'est observée qu'avec une déflexion élevée en termes de déformation rotationnelle très élevée dans les joints. La configuration de type 3 délaminée comme la seule. La flèche noire dans les graphiques de la Fig. 15 indique le point auquel la plastification de la ferrure et/ou le délaminage de la liaison de bord ont atteint une déformation qui provoque le contact des parties des ferrures boulonnées entre elles et initie ainsi une deuxième augmentation de charge jusqu'à ce que le verre se casse ou que la ferrure se délamine, les deux sans perdre l'intégrité de l'ensemble de la connexion.

Tension axiale

Les spécimens de type 1 et de type 2 agissent de manière très similaire en termes de chemin de déformation ainsi que de charge maximale (Fig. 16). Les éprouvettes de type 3 sont, en raison des différents PVB, moins rigides et se délaminent sous des charges significativement plus faibles. Le bris de glace n'est observé que sur les configurations de type 1 avec intercalaire empilé. La rupture et le délaminage du verre n'ont jamais provoqué la désintégration / l'effondrement des raccords.

Une configuration de chaque stratifié a été testée une deuxième fois pour obtenir des informations sur le comportement après délaminage / après défaillance. Tous les spécimens montrent une capacité de charge post-délaminage/rupture considérable (Fig. 17).

Tondre

Dans tous les cas, il s'agissait d'un bris de glace commençant par le bord avant près de la ferrure (Fig. 18). L'échantillon S.3.1 montre un bris de verre sur un seul verre. Lors de l'essai, la déformation s'est concentrée sur la partie en verre brisé.

Fluage - Charge de traction axiale dans le plan

Pour la charge de traction axiale à long terme, aucune déformation mesurable n'a été enregistrée ni pour la charge typique (0,22 kN) ni pour la charge accrue (0,65 kN) à température ambiante. En raison de l'ajustement asymétrique, une légère rotation a pu être observée au test de 0,65 kN. (Tableau 2)

Fluage - Pliage

Le test de flexion par fluage a été réalisé pendant 80 jours dans une chambre climatisée (température ambiante). La charge de flexion de conception maximale typique du modèle global EF de coque (0,0065 kNm) n'a provoqué qu'une très faible rotation de fluage pendant 80 jours à température ambiante. Une charge de flexion massivement augmentée de 0,03 kNm, cependant, a présenté une rotation de fluage prononcée (Fig. 19) et a commencé à développer des bulles dans la liaison intercouche (Fig. 19 b)) vers la fin de l'essai.

Tableau 2 Configuration du test et aperçu des résultats ; résultats : fond grisâtre. -Tableau pleine grandeur

Aperçu des résultats des tests

Les charges et l'aperçu des résultats sont donnés dans le tableau 2 ci-dessous. Les tests de cisaillement ont subi une défaillance évidente du verre se produisant beaucoup plus tôt que la défaillance potentielle de la couche intermédiaire en raison de l'utilisation de verre flotté.

Test de charge de flexion

Comme le montre également (Steves 2022), le test de flexion montre une capacité de rotation très élevée. Les échantillons d'intercalaires empilés ont été pliés à environ 127° et 111° (à partir du plan 180°), voir Figure 20. Trois phases de rotation peuvent être distinguées : 1. rotation linéaire de la connexion, 2. rotation plastique du raccord en acier inoxydable et 3. contact mécanique des raccords qui provoque une nouvelle augmentation de la charge. Deux échantillons empilés et un échantillon pur de DG 41 ont même atteint un angle de rotation maximum de 104°. Cette rotation excessive a finalement provoqué la rupture d'un verre directement au niveau du raccord (Fig. 21). Les échantillons de PVB blanc translucide pur (RB41 uniquement) présentent une première phase de rotation linéaire suivie d'une seconde déformation également linéaire jusqu'à la rupture du stratifié. Il a été observé que la capacité de rotation de l'acier inoxydable n'était pas pleinement exploitée au début du délaminage, car la barre transversale en T se délaminait du bord et commençait à arracher la tôle de montage laminée.

Charge de traction axiale dans le plan (test de traction)

La liaison structurelle en PVB (DG41) entre la ferrure et le verre domine la résistance. Les deux configurations de stratifié, empilé (RB41 + DG41) et les courbes charge-déformation pures DG41 suivent des chemins de charge similaires et atteignent une résistance maximale presque égale. Seule la configuration intercalaire empilée a échoué dans le bris de verre, toutes les configurations uniquement DG41 ont échoué dans le délaminage de montage (Fig. 22). Les stratifiés PVB blancs translucides purs (RB41 uniquement) présentent une résistance maximale significativement inférieure et une rigidité inférieure. Tous les tests ont été interrompus après une défaillance due à une forte chute de charge.

Pour certains échantillons, un deuxième cycle d'essai de traction a été effectué pour étudier le comportement après le délaminage, où toutes les configurations d'échantillons intercouches montrent une capacité de charge considérable allant de 2kN à 5kN. L'échantillon Z.2.3 (DG41 uniquement) avait du verre intact après le test de traction et le 2ème test de post-délaminage mais présentait un comportement typique du verre recuit, lorsqu'il a échoué en raison d'un bris de verre spontané 1,5 heure après le 2ème cycle de test (Fig. 22 d)). La contrainte résiduelle permanente incluse dans le PVB et le verre après les essais (Fig. 22 c)) a provoqué la rupture du verre au bout d'un certain temps. Les observations du filtre polarisant, bien que faites pour la lumière réfléchie par la feuille d'essayage, confortent cette hypothèse (Fig. 23).

Essais de charge de cisaillement

Dans tous les tests de cisaillement, le verre ou le bord du verre a échoué. Cela est dû à l'utilisation de verre recuit au lieu de verre trempé pour les tests. Néanmoins, ce test souligne également la haute résistance de ces connexions comme on le voit dans les tests de charge de traction axiale. (Fig. 24)

Fluage - Charge de traction axiale dans le plan

La capacité portante maximale à court terme en charge de traction axiale (jusqu'à 40,9 kN) est un multiple supérieur à la charge de connexion de traction effective déterminée pour le démonstrateur (5,6 kN à partir de la combinaison de cas de charge ELU). En ce qui concerne le fluage, la charge de traction permanente maximale dérivée de la FEA est de 0,24 kN. Cette charge a été approximativement appliquée dans l'essai de fluage axial (0,22 kN) et a été augmentée à 0,65 kN dans deux cas, sans qu'aucune déformation ne se produise.

Fluage – Pliage

La charge de flexion permanente maximale déterminée dans le modèle de coque global via la FEA est de 0,0047kNm. Une charge de flexion de 0,0065 kNm, 40 % supérieure à la valeur du modèle de coque, a été appliquée lors du test. À titre de comparaison, une charge de flexion massivement augmentée de 0,03 kNm a également été appliquée à un échantillon, ce qui a entraîné une forte réponse au fluage. Vers la fin de ce dernier essai de fluage en flexion, une formation de bulles dans le PVB structural a été observée dans le stratifié entre la tôle et le verre (Fig. 25, point (2)). Un essai de flexion pour un moment de 0,024 kNm réalisé en 2021 à une température de 35 °C a montré une émergence de cavité similaire près de l'extrémité intérieure du raccord (zone de discontinuité, Fig. 25, point (1)) et à 10-15 mm de profondeur x.

Ces observations correspondent à l'analyse FE, qui présente des contraintes hydrostatiques et des maxima d'angle hydrostatique dans le PVB (déterminés par analogie avec Santarsiero 2017) à ces points, comparez également la Fig. 10 dans la section 3.

Impact de la température

La coque en verre modulable étant un objet démonstrateur pour une utilisation en intérieur sur des salons et événements similaires, les tests actuels ont tous été réalisés à température ambiante. Les données sur le module de cisaillement de différentes compositions d'intercalaire (Fig. 26) en fonction de la température et de l'adhérence de surface fournies par le fabricant (Steves 2022) montrent qu'une température intérieure accrue jusqu'à 30 °C fournit toujours des modules de cisaillement élevés, en particulier pour l'intercalaire en PVB structurel pur, qui est le matériau décisif concernant la liaison entre la ferrure et le stratifié de verre. Cependant, pour les applications extérieures ou à haute température due à l'impact direct du rayonnement solaire, des études et des tests pertinents sur les raccords laminés doivent encore être effectués.

De telles études sont particulièrement intéressantes pour les charges à long terme (par exemple, le poids propre) à une température élevée et les effets de fluage associés. On peut s'attendre à ce que les charges à court terme telles que le vent aient une faible probabilité d'occurrence aux températures maximales - un effet à prendre en compte lors de la qualification de scénarios de charge et de température particuliers. Alors que les forces de contrainte de variation de température dans le verre et les ferrures se sont avérées relativement faibles dans le modèle de coque modulaire global en raison d'une certaine flexibilité des connexions locales et de la structure globale, l'impact de la température sur un joint de bord linéaire feuilleté est plus important, voir la section 4 ci-dessous.

Impact des résultats des tests sur la conception de la coque modulaire

En ce qui concerne la conception de la coque modulaire, les résultats des tests permettent les déclarations suivantes :

En plus des études de conception de ferrures réalisées avec la coque, des études paramétriques de géométrie de ferrures en queue d'aronde et d'autres formes de ferrures ont été réalisées. Ces paramètres et leur variation sont illustrés à la Fig. 28. La largeur, la profondeur, le congé et l'angle trapézoïdal de la tôle laminée de la ferrure à queue d'aronde d'origine ont été modifiés. De plus, une feuille de raccord en forme d'anneau et un raccord linéaire ont été analysés. L'épaisseur totale de l'intercalaire (3 mm et 4,6 mm) et une perte de liaison périphérique (la traverse en T ne fonctionne qu'en contact de compression) ont également été étudiées.

L'augmentation de la largeur de montage présente une relation presque linéaire entre la charge de montage axiale applicable et le paramètre de largeur. Ainsi, il s'agit d'une mesure efficace pour augmenter la charge maximale qui peut être transférée à travers le raccord, mais au prix d'une augmentation de la visibilité du raccord. La contrainte maximale dans la connexion, remarquablement, n'est pas réduite en augmentant la largeur et la charge maximale.

L'augmentation de la profondeur de laminage du raccord (Fig. 29) ne permet qu'une augmentation non linéaire et réduite de la charge applicable sur le raccord, mais la contrainte maximale dans le PVB structurel et dans le verre à proximité de la limite du bord intérieur de la queue d'aronde laminée diminue considérablement. Cependant, plus de profondeur signifie également plus de visibilité optique du raccord, ce qui peut compromettre l'esthétique.

En raison de leur visibilité optique réduite et de leur grande transparence, les raccords linéaires avec une profondeur de stratification minimale représentent une alternative intéressante aux raccords en queue d'aronde pointus évoqués ci-dessus. Pour minimiser les contraintes de température le long du bord, ces raccords doivent être constitués de pièces linéaires alignées avec de petits joints de dilatation entre eux (200 mm par raccord ont été choisis ici). Une profondeur de stratification de 13 mm a été utilisée pour établir une corrélation avec une largeur de composé de bord typique des unités de vitrage isolant (Fig. 30). Si on le compare au raccord en queue d'aronde, il n'est pas surprenant que la liaison de bord du raccord linéaire ait une part de transfert de charge plus élevée (environ 50 à 70 % pour les charges à court terme) que la pièce laminée (Fig. 30). Cependant, la part de transfert de charge de la feuille de montage stratifiée augmente avec la durée de chargement.

L'application de la même déformation en traction (1 mm) au raccord en queue d'aronde et au raccord linéaire entraîne une contrainte plus élevée dans le PVB du raccord linéaire par rapport à la solution en queue d'aronde en raison de la rigidité beaucoup plus élevée du raccord linéaire (Fig. 31). Cependant, la normalisation des résultats de contrainte par rapport à la force résultant de la déformation du raccord révèle que la première contrainte principale dans le PVB du raccord linéaire est en fait inférieure à la contrainte dans le PVB du raccord en queue d'aronde (Fig. 31, en bas). La contrainte principale maximale du PVB est également située à la limite intérieure de la tôle laminée.

En ce qui concerne les distances de boulons pour la connexion des modules de verre via des ferrures linéaires, une distance de boulon d'environ 80 mm le long de la ferrure a fourni la meilleure répartition homogène des contraintes dans le stratifié et le collage. Cependant, ce sujet doit également être évalué comprenant des aspects tels que les charges de température, les tolérances et l'efficacité économique.

Pour le raccord de bord linéaire continu rigide, la variation de température est un cas de charge important à prendre en compte en ce qui concerne des aspects tels que le délaminage et les pics de contrainte dus au comportement thermique différent des matériaux collés. Outre l'augmentation de la température, cela s'accompagne d'une réduction de la rigidité de l'intercouche et peut donc équilibrer l'allongement différentiel des composants métal et verre collés, en particulier un refroidissement (diminution de la température) sur une courte période de temps doit être pris en compte. Ce dernier cas peut entraîner une contrainte de contrainte accrue du fait de la rigidité élevée de l'intercalaire à basse température. De plus, une augmentation potentielle de la fragilité de l'intercouche à basse température doit être examinée.

Dans tous les cas, il sera nécessaire d'établir une connexion structurelle linéaire en enfilant des raccords métalliques de longueur limitée (longueur de 200 mm supposée dans les études de paramètres EF) le long des bords à joindre. Ainsi, le développement de contraintes de température le long du bord peut être réduit. Du point de vue de la construction, cependant, les tolérances de stratification et d'assemblage d'une telle chaîne de pièces de raccord linéaires sont difficiles.

Les études paramétriques numériques des ferrures feuilletées à queue d'aronde développées et appliquées avec la coque de démonstration en verre modulaire révèlent le potentiel élevé de cette connexion en verre structurel collée avec du PVB structurel de type DG41. Les tests montrent une résistance à la traction élevée allant jusqu'à quatre tonnes et la réalisation d'une rigidité de flexion de joint raisonnable autour du bord du verre en utilisant une barre transversale en forme de T collée et un couple de force soutenu contre le bord du verre. Les tests montrent également une bonne ductilité et un bon comportement après rupture de la ferrure aussi bien en cas de rupture du verre qu'en cas de délaminage. Ainsi, l'utilisation dans des coques en verre modulaires est rendue possible dans le respect de la sécurité/redondance. À température ambiante, le fluage des charges permanentes typiques de traction et de flexion déterminées pour le cas de la coque du démonstrateur en verre est extrêmement faible et ne compromet pas la structure. La stratification d'une fine feuille de métal dans la zone intercalaire d'un verre de sécurité feuilleté permet de travailler avec des accumulations de verre minces à partir de seulement deux verres.

Les futurs travaux à entreprendre pour le développement ultérieur de l'assemblage structurel laminé comprennent (a) l'établissement d'un modèle EF adapté aux conditions aux limites de l'essai, (b) l'examen du comportement de portance, de fluage et de rupture du raccord dans diverses conditions de température, (c) l'optimisation du processus de fabrication du raccord lui-même et de sa stratification, (d) la recherche sur la ductilité, la redondance et les aspects de sécurité et e() l'augmentation de la transparence / la réduction de la perceptibilité de l'assemblage. Les raccords linéaires sont particulièrement intéressants pour les connexions de verre structurel feuilleté.

Financement en libre accès fourni par l'Université des sciences appliquées et des arts de Lucerne. Aucun financement n'a été reçu par les auteurs "a" et "b" pour aider à la préparation/écriture de ce manuscrit.

Informations sur l'auteur

Université des sciences appliquées et des arts de Lucerne, Lucerne, Suisse

Thiemo Fildhuth

Université des sciences appliquées et des arts de Lucerne, Technikumstrasse 21, 6048, Horw, Suisse

Thiemo Fildhuth, Pascal Joos & Thomas Wüest

knippershelbig GmbH, Tuebinger Str. 12-16, 70178, Stuttgart, Allemagne

Thiemo Fildhuth

Haute école spécialisée, sciences appliquées et arts de Lucerne, CC Enveloppes du bâtiment et génie civil, Lucerne, Suisse

Pascal Joos et Thomas Wüest

Solutia Deutschland GmbH, Düsseldorf, Allemagne

Matthieu Haller

Eastman Chemical bv, Watermanweg 70, Rotterdam, Pays-Bas

Wim Stevels

Correspondance à Thiemo Fildhuth.

Déclarations éthiques

Au nom de tous les auteurs, l'auteur correspondant déclare qu'il n'y a pas de conflit d'intérêts. La fabrication de la coque en verre modulaire mentionnée ci-dessus, les éprouvettes et les tests ont été financés par Eastman Chemical bv, Pays-Bas, dans le cadre d'un projet de R&D industriel tiers. Les co-auteurs "c" et "d" sont affiliés à la société ci-dessus en tant qu'employés.

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