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Oct 18, 2023

Sélection et caractérisation des matériaux pour un nouveau cadre

Date : 23 février 2023

Auteurs : Mercedes Gargallo, Belarmino Cordero et Alfonso Garcia-Santos

Source:Matériaux 2021, MDPI

EST CE QUE JE:https://doi.org/10.3390/ma14081896

(Cet article appartient au numéro spécial Advances in Construction and Building Materials)

Les murs-rideaux sont la façade de choix dans les immeubles de grande hauteur et un élément architectural indispensable pour une ville contemporaine. Dans les murs-rideaux conventionnels, les panneaux de verre sont simplement soutenus par l'ossature métallique qui transfère toute charge imposée à la structure du bâtiment. L'absence d'action composite entre le verre et le métal se traduit par des cadres profonds, saillants vers l'intérieur, occupant un espace précieux et provoquant une perturbation visuelle. En réponse aux performances limitées des systèmes conventionnels, un mur-rideau unitisé innovant intégré au cadre est proposé pour réduire la profondeur structurelle à un cinquième (80%) permettant une finition intérieure affleurante et un gain d'espace nettable. Le nouveau mur-rideau est réalisé en collant un cadre en polymère renforcé de fibres de verre pultrudé (GFRP) au verre produisant une unité de verre isolant composite (IGU). Cet article sélectionne le cadre candidat et les matériaux adhésifs en effectuant des tests mécaniques sur les pultrusions GFRP pour caractériser la résistance et l'élasticité et sur les connexions GFRP-verre pour identifier le module de défaillance et la résistance. Les résultats des tests de matériaux sont utilisés dans un modèle numérique informatisé d'un panneau unifié en composite de verre GFRP pour prédire la performance structurelle lorsqu'il est soumis à des charges de vent réalistes. Les résultats confirment que la réduction à un cinquième est possible puisque les déviations admissibles sont dans les limites. Cela indique également que les zones de GFRP adjacentes au support pourraient nécessiter un renforcement pour réduire les contraintes de cisaillement.

Les enveloppes extérieures sont à l'image de chaque bâtiment créant un élément fondamental du scénario des villes. Le secteur de la construction est constamment à la recherche de nouveaux systèmes de construction de bâtiments [1]. Les briques traditionnelles ou les enveloppes lourdes ont été remplacées pendant des décennies par des enceintes légères, telles que des façades en métal-verre et des murs ventilés ou pare-pluie [2]. Les façades métalliques et vitrées, appelées murs-rideaux, sont construites à partir d'une ossature métallique avec des espaces remplis de verre [3]. De nos jours, les murs-rideaux sont un élément architectural indispensable pour une ville contemporaine [4]. Les deux principaux systèmes de murs-rideaux sont construits en bâton et unitisés [5]. Le système de construction en bâton était le système initial de mur-rideau avec une ossature métallique de meneaux verticaux et de traverses horizontales fixées au bâtiment et des panneaux de verre de support installés sur place [6].

Les systèmes de murs-rideaux unitisés consistent en des unités de revêtement où les panneaux de façade (généralement en verre, en métal ou en pierre) et les éléments de charpente métalliques (meneaux et traverses) sont pré-assemblés en usine, puis transportés sur le site et fixés aux éléments porteurs dans les bâtiments, normalement via des supports préfixés le long du bord de la dalle de plancher structurelle. Les systèmes de murs-rideaux unitisés sont le système de façade de choix dans les immeubles de grande hauteur car l'assemblage préfabriqué des unités garantit une haute qualité et permet une installation rapide sans accès externe [7]. La génération actuelle de systèmes de murs-rideaux unitisés est conçue pour transférer les charges latérales, généralement les pressions induites par le vent, aux dalles de plancher structurelles [8]. Ceci est réalisé par les panneaux de façade qui sont simplement soutenus par les éléments d'ossature de façade qui à leur tour transfèrent les charges en s'étendant entre les dalles de plancher.

1.1. Limites des murs-rideaux conventionnels

En raison de la différence de coefficient de dilatation thermique du verre et du métal, les systèmes de murs-rideaux conventionnels nécessitent un adhésif flexible qui limite toute possibilité d'action structurale composite entre le verre et l'ossature.

L'absence d'action composite entre les panneaux de verre et les cadres conduit à des profils profonds, qui envahissent l'espace précieux, font saillie vers l'intérieur et provoquent une perturbation visuelle. De plus, les éléments d'ossature de façade sont souvent constitués d'alliages d'aluminium ou d'autres métaux ayant une conductivité thermique typiquement élevée, ce qui entraîne une transmission thermique importante au niveau des éléments d'ossature de façade. Ceci peut être en partie surmonté en introduisant des ruptures de pont thermique dans les éléments d'ossature de la façade, mais cela augmente la complexité et la profondeur globale du mur-rideau.

1.2. État de l'art

De nombreuses recherches portent sur les propriétés mécaniques du polymère de renfort en fibre de verre GFRP [9,10]. Wurm [11] a mené une recherche qui a abouti à la construction de trois maquettes de preuve de concept d'unités composites GFRP-verre avec deux panneaux de verre collés à des profils GFRP situés parallèlement le long de la cavité du vitrage. Petersen [12] a poursuivi un système de fenêtre avec des profils GFRP collés à une unité de verre isolé (IGU) visant un comportement structurel composite et une faible transmission thermique. Seele [13] a étudié une IGU sans cadre avec une barre d'espacement de cavité structurellement liée à l'unité de verre. Le faisceau de verre GFRP proposé par Bedon et al. [14, 15] visaient à optimiser le comportement composite d'une poutre constituée de deux feuilles de verre monolithiques structurellement liées à un profil de noyau pultrudé en PRFV [16]. Toutes ces études de recherche antérieures étaient axées sur des prototypes de preuve de concept. Des études limitées sur l'applicabilité aux systèmes de murs-rideaux ou des résultats d'essais sont disponibles.

Le flambement de taille des nano-faisceaux compressés de Bernoulli – Euler a été étudié par un mécanisme de continuum non local piloté par la contrainte par Barretta et al. [17]. En outre, des stratégies pour prédire le raidissement et les réponses dynamiques de la nanostructure composite moderne ont été proposées par Pinnola et al. [18]. Des analyses non linéaires de poutres stratifiées fonctionnellement graduées renforcées par des plaquettes de graphène reposant sur une fondation élastique et basées sur un modèle non local à deux phases basé sur les contraintes ont été étudiées par Ansari et al. [19]. Cependant, il n'y a pas suffisamment de modèles analytiques ou mathématiques validés de la réponse mécanique des unités composites GFRP-verre pour extraire des conclusions.

Dans le domaine de la construction, une large gamme d'adhésifs et de mastics sont utilisés, tels que le polyuréthane, les époxydes, les polyamides, les copolymères éthylène-acétate de vinyle, les acrylates, les poly(acétate de vinyle), les silicones, etc. [20]. Les adhésifs peuvent également être trouvés à une grande variété de niveaux de résistance en fonction de la nécessité de leurs applications [21]. Cinq adhésifs candidats ont été étudiés pour les liaisons acier-verre porteuses. Sur cette étude, Overend [22] a effectué des tests mécaniques et une modélisation mathématique pour évaluer la faisabilité des connexions adhésives. Un protocole comparable a été entrepris par Nhamoinesu et Overend [23] qui ont étudié les adhésifs pour une unité composite acier-verre pouvant être appliquée sur un système de façade. Les recherches précédentes sur les adhésifs pour le collage du verre qui ont servi de base à cette étude étaient : (a) Belis et al. [24], qui a étudié les silicones, les polyuréthanes, les polymères MS, les acrylates et les époxy pour lier le verre au métal, (b) Peters [25] qui concentre ses recherches sur les adhésifs pour le verre et la fibre de verre et (c) Blues et al. [26] qui ont étudié la liaison du verre et du métal se sont concentrés sur la transmission de charge et le comportement de défaillance pour les applications de systèmes de façade.

1.3. Conception proposée

Un système de mur-rideau conventionnel avec une charpente profonde dépassant du vitrage est représenté à la figure 1. Le système unifié composite GFRP-verre proposé est basé sur un profilé en E GFRP collé le long des quatre bords d'une IGU comme illustré à la figure 2. L'absence de la charpente métallique diminue la transmission thermique et l'utilisation d'un adhésif rigide active le comportement composite entre le verre et le cadre GFRP. De plus, le profil GFRP est placé dans la largeur de la cavité IGU évitant tout cadre dépassant du vitrage.

Des calculs préliminaires ont été effectués pour évaluer la faisabilité structurelle de la conception initiale. Ces calculs ont indiqué que le système proposé pouvait atteindre les mêmes critères de défection de la pression du vent que le système conventionnel non composite, mais qu'il pouvait le faire à un cinquième de la profondeur requise par le système conventionnel. Cependant, les contraintes de cisaillement générées dans la pultrusion GFRP étaient presque trois fois plus élevées que les contraintes de cisaillement de conception recommandées par les fabricants. Ces calculs préliminaires ont permis d'identifier les variables du système telles que la profondeur, la largeur, l'épaisseur de l'adhésif et l'épaisseur de la bande de GFRP.

Cependant, l'analyse structurelle préliminaire était basée sur la théorie de flexion simple d'Euler-Bernoulli, c'est-à-dire que les déformations de cisaillement sur la profondeur de l'unité composite et le décalage de cisaillement sur la largeur du panneau composite sont ignorés. De plus, les calculs préliminaires supposent que les matériaux sont élastiques linéaires, ignorant ainsi les propriétés dépendantes du temps et de la température des adhésifs et du GFRP. Il est donc pertinent de caractériser la réponse non linéaire des matériaux et d'utiliser ces propriétés dans une analyse par éléments finis non linéaire d'un panneau composite GFRP-verre unifié.

La nouveauté du système de mur-rideau unifié composite étudié dans ce document de recherche est que l'ossature est pultrudée (GFRP) avec un coefficient de dilatation thermique de valeur similaire à celle du verre. Cette similitude permet l'utilisation d'adhésifs plus rigides avec des lignes de liaison plus fines qui activent l'action composite entre les panneaux de verre et les cadres. L'avantage supplémentaire du GFRP pultrudé est une conductivité thermique plus faible par rapport à l'aluminium réduisant le transfert de chaleur et le risque de condensation [27].

1.4. Objectifs de l'étude

En réponse aux performances limitées des systèmes conventionnels, un mur-rideau unitisé innovant intégré au cadre est proposé pour réduire considérablement la profondeur structurelle, permettre une finition intérieure affleurante et réduire la transmission thermique aux joints. La conception proposée intègre les principes de l'action structurelle composite dans un mur-rideau unifié mince visant une utilisation plus efficace des matériaux pour réduire la profondeur structurelle.

Cet article étudie et caractérise le cadre candidat et les matériaux adhésifs pour ce nouveau mur-rideau unifié intégré au cadre par le biais d'essais mécaniques et a ensuite utilisé ces données d'essai au niveau du matériau dans un modèle numérique d'un panneau unifié composite GFRP-verre soumis à des charges réalistes.

Le nouveau mur-rideau est obtenu en collant de manière adhésive un cadre en GFRP pultrudé au bord de panneaux de verre plats, produisant ainsi une unité de verre isolé composite (IGU). La figure 3 indique la méthodologie suivie pour les tests et l'évaluation des résultats. Des tests de flexion à quatre points sont effectués sur des pultrusions candidates en PRV pour caractériser la résistance au cisaillement et le module d'élasticité. Ceux-ci sont ensuite suivis d'essais de cisaillement à un seul tour sur les connexions GFRP-verre pour sélectionner l'adhésif en identifiant le module de défaillance et la résistance. Les résultats fournis par les essais mécaniques sont introduits dans un modèle numérique pour prédire les performances structurelles du système proposé.

2.1. Matériaux

2.1.1. Spécimens PRV

Pour la sélection des spécimens de GFRP, les variables étudiées étaient (i) la composition de la matrice ; polyester ou résines phénoliques [28] et (ii) l'effet des températures élevées [29]. Un total de 40 barres de GFRP pultrudées fabriquées conformément à la norme BS EN 13706-1:2002 [30] et mesurant 150 mm × 20 mm × 5 mm ont été testées conformément au tableau 1. Les fibres de verre ont été alignées dans le sens longitudinal dans tous les spécimens.

Tableau 1. Nombre de spécimens pour chaque jeu de variables.

Un trempage thermique a été appliqué à certains échantillons pour simuler toute variation qui pourrait se produire en étant exposé au rayonnement solaire ou à des températures élevées pendant le durcissement. Ces échantillons ont été placés dans un four à 130 ° C pendant 30 minutes et ont été laissés refroidir à des conditions ambiantes avant le test.

2.1.2. Échantillons adhésifs

La sélection de l'adhésif candidat pour cette étude a été basée sur les données techniques disponibles du fabricant Fiberline [31] ; Chasseur [32] ; 3M Scotch-Weld [33] ; Dow Corning [34], et des études de recherche antérieures sur l'adhésif de collage [22,24,25,26,35]. De plus, plusieurs considérations ont été prises lors de la sélection du matériau. Les adhésifs candidats doivent :

Sur la base de ce qui précède, une gamme d'acrylates, d'époxydes et de silicones ont été sélectionnés pour cette étude. Différentes épaisseurs ont également été prises en compte, comme indiqué dans le tableau 2.

Tableau 2. Produits adhésifs candidats sélectionnés pour un test de cisaillement en laboratoire unique.

2.1.3. Verre pour les tests

Le verre utilisé dans l'essai de cisaillement à un seul tour était des panneaux de verre trempé conformément à la norme BS EN 12150-2:2004 [40]. La taille du panneau de verre était de 300 x 300 mm et l'épaisseur était de 10 mm. Les panneaux de verre étaient les mêmes dans tous les spécimens.

2.2. Méthodes

2.2.1. Test de flexion en quatre points

L'équipement pour l'essai de quatre flexions était basé sur la norme ASTM D7264/D7264M—07 [41]. L'appareil de test était un Instron 5567 (Instron, Norwood, MA, USA) avec une cellule de charge de 30 kN à une vitesse de chargement de 2 mm par minute. Deux supports ronds de même hauteur ont été utilisés pour placer les barres GFRP. Les supports étaient situés à une distance de 135 mm et avec le centre aligné avec la ligne médiane de la traverse reliée à l'appareil d'essai. Les traverses étaient situées à une distance de 75 mm. Le centre des barres GFRP a été serré avec une plaque d'acier. Deux jauges de déplacement ont été utilisées pour mesurer la déflexion des barres de GFRP : la première jauge mesurant le déplacement de la plaque d'acier et la seconde au niveau de la traverse. La configuration du test de flexion à quatre points est illustrée à la figure 4.

Les jauges ont enregistré les déplacements toutes les 0,25 s et les modules d'élasticité ont été calculés pour chaque mesure. La résistance au cisaillement a été calculée selon l'équation (1) :

où τbeam est la contrainte de cisaillement de la poutre à un certain point, V est la force de cisaillement, Ac est l'aire de la section sur la ligne de coupe, y ′ est l'étendue du centre de l'aire sur la ligne de coupe au centroïde de la section totale, I est le deuxième moment de l'aire de la section totale et a est la largeur de la section à la ligne de coupe.

Le module d'élasticité a été calculé selon l'équation (2) :

où E est le module d'élasticité, M est le moment appliqué, I est le deuxième moment d'aire et R est le rayon de courbure.

2.2.2. Test de cisaillement à un seul tour

L'équipement utilisé pour l'essai de cisaillement à un tour était conforme à la norme ASTM D1002 [42]. L'appareil était un Instron 5500R (Instron, Norwood, MA, USA) avec une cellule de charge de 150 kN. Un panneau de verre a été utilisé avec deux barres de GFRP collées sur deux côtés opposés du panneau. Les barres étaient fixées à l'appareil et aux jauges de déplacement. Une plaque d'acier en forme de L a été collée à 80 mm du bord du verre avec la sonde de jauge touchant la plaque. Les jauges ont mesuré le déplacement vertical pour chaque joint adhésif. Pour éviter de mesurer l'allongement des barres GFRP, la jauge de déplacement a été fixée au bord intérieur près de la place en acier. La configuration du test est illustrée à la figure 5.

Le protocole d'application de l'adhésif était le même, y compris la température et la pression de durcissement pour tous les adhésifs candidats, à l'exception de la TSSA, qui suivait les recommandations du fabricant [34]. L'adhésif candidat a été appliqué sur un similaire. Des cales ont été utilisées pour administrer l'épaisseur correcte pour chaque application.

L'équipement de test a induit un déplacement dans le plan de 0,2 mm par minute jusqu'à la défaillance. À la rupture, la charge, l'extension et la contrainte de cisaillement ont été enregistrées. Le déplacement a été enregistré à 0,2 mm par minute jusqu'à la rupture.

2.2.3. Méthode de vérification informatique

Logiciel et modèle

L'unité composite verre-GFRP a été modélisée dans un logiciel d'analyse par éléments finis (FEA) nommé LUSAS v14.5 (LUSAS, Kingston upon Thames, Royaume-Uni). LUSAS est un logiciel développé pour l'analyse de produits et composants composites. Il permet une analyse dynamique statique et modale à l'aide de poutres, de coques, d'éléments solides et de joints et d'éléments composites. La figure 6a montre la géométrie du modèle élastique non linéaire évalué. Un type d'élément tétraédrique à quatre nœuds qui est un élément fini isoparamétrique tridimensionnel avec un ordre d'interpolation linéaire a été utilisé.

L'unité composite verre-GFRP a été considérée comme symétrique sur les deux axes (x et y). Par conséquent, seul un quart de l'unité a été modélisé. Une retenue hors du plan a été ajoutée au point B du profil en E de GFRP indiqué à la figure 6a en supposant qu'il s'agirait du support de connexion à la structure primaire. Des conditions aux limites symétriques ont été appliquées sur le plan yz au bord CD et sur le plan xz au bord AD (Figure 6a).

Les panneaux de verre ont été modélisés à l'aide d'un maillage de 10 mm d'épaisseur et divisé en quatre éléments. Le profil E GFRP a été modélisé à l'aide d'un maillage de 5 mm d'épaisseur et divisé en un seul élément, identique à l'adhésif mais avec une épaisseur de 2 mm (Figure 6b). Le GFPR et l'adhésif ont été modélisés dans des divisions plus petites en raison des déplacements plus importants attendus et des gradients de contrainte plus élevés.

La sortie est considérée à chaque nœud d'élément et point de Gauss. Chaque nœud et point avait des valeurs de contraintes et de déformations directes et de cisaillement. Les résultats sont calculés sur la base de la relation constitutive aux points de Gauss de l'élément. Une extrapolation est effectuée pour calculer les contraintes nodales à partir des points de Gauss selon les équations (3) et (4) :

où N est le nombre de points de Gauss, i est les valeurs des points nodaux, I est la valeur du point de Gauss.

Charge appliquée

La charge de vent est généralement la charge dominante pour les murs-rideaux qui peut varier en fonction de la durée de la charge. Pour cette étude, deux durées de charge de vent ont été choisies : une forte charge pendant une courte période (cas de charge 1) et une faible charge pendant une longue période (cas de charge 2). L'objectif était d'évaluer tout effet sur l'altération du module d'élasticité du GFRP et de l'adhésif en fonction de la durée de la charge.

Les codes du bâtiment sont fréquemment utilisés pour fournir des pressions de charge de vent sur les façades. Le but des codes est d'interpréter l'action dynamique du vent et de la convertir en une action statique pour le calcul de la charge. Les codes du bâtiment relaient sur la vitesse du vent de base avec plusieurs facteurs appliqués spécifiques à chaque bâtiment : effets de rafale, pressions internes, hauteur du bâtiment, etc. La vitesse du vent de base varie en fonction du code et de l'emplacement.

La norme BS EN 1991-1-4 [43] suppose une vitesse moyenne du vent sur 10 min avec un risque annuel de dépassement de 0,02. La vitesse moyenne du vent sur 10 min est considérée comme la pression de base principale, tandis que la pression de vitesse maximale est basée sur une pression d'une durée de charge d'une seconde. Les formules données dans l'Annexe Nationale (AN) 2.17 [43] sont utilisées dans cette étude pour calculer la rafale d'une seconde (5) et pour 10 min de vent (6) en terrain urbain :

où qp est la pression dynamique de pointe, qb est la pression dynamique de base moyenne. Ce(z) est la valeur du facteur d'exposition conformément à NA.7 [43], Ce,T est la valeur de la correction d'exposition conformément à NA.8 [43].

Ce(z) et Ce,T dépendent de la distance à la côte et de la hauteur du bâtiment. Selon le code [43], la pression dynamique de base est obtenue à 100 m au-dessus du sol. Pour cette étude, une hauteur de 100 m et un emplacement à 10 km de la côte ont été supposés pour estimer la pression du vent. La proportion entre la pression de vitesse de base et la pression de vitesse de pointe a été supposée égale à 4 comme suit :

Les cas de charge 1 et 2 ont été appliqués uniformément dans l'EF en tant que q sur la surface supérieure du panneau de verre (Figure 6a).

Propriétés des matériaux pour la vérification par ordinateur

Les trois matériaux modélisés dans l'analyse FEA étaient le verre, le GFRP et l'adhésif. Alors qu'un matériau élastique linéaire a été attribué au verre, le GFRP et l'adhésif ont été attribués en tant que matériaux élastiques parfaitement plastiques. Le logiciel utilisé pourrait traiter la forme géométrique de non-linéarité. Par conséquent, il est considéré que l'unité composite GFRP-Verre a été évaluée comme un modèle élastique non linéaire.

Le tableau 3 résume les propriétés mécaniques du matériau saisies dans l'analyse FEA pour les cas de charge 1 et 2, comme décrit dans la section Charge appliquée.

Tableau 3. Propriétés mécaniques des matériaux.

3.1. Test de flexion en quatre points

Au cours de l'essai de flexion à quatre points, tous les spécimens se sont délaminés en raison de la contrainte de cisaillement horizontale, comme indiqué à la figure 7a pour les barres en résine polyester GFRP et à la figure 7b pour les barres en résine phénolique.

L'échantillon prélevé a obtenu une résistance au cisaillement analogue principalement comprise entre 17 MPa et 19 MPa comme le montre la figure 8. Cette résistance au cisaillement moyenne était inférieure aux 25 MPa initialement fournis par le fabricant [31].

Le module d'élasticité calculé est résumé à la figure 9. Les charges de longue durée ont fourni un module d'élasticité similaire aux valeurs données par le constructeur [31] dans la fourchette de 23 MPa et 30 MPa. Cependant, pour les charges courtes, les modules d'élasticité obtenus étaient deux fois et parfois trois fois la valeur de la charge de longue durée, comme on peut le voir sur la figure 9. Sur la base de ce résultat, il est important de noter que le module d'élasticité du GFRP varie considérablement en fonction de la durée de la charge.

Sur la base des résultats obtenus, il a été conclu qu'il n'y avait pas de variance significative sur les propriétés mécaniques des variables étudiées : les résines polyester ou phénoliques et l'effet des températures élevées.

3.2. Test de cisaillement en laboratoire unique

Le mode de rupture et la résistance moyenne au cisaillement de l'adhésif ont été enregistrés pendant le régime de test et sont résumés dans le tableau 4 et un court commentaire décrivant les résultats sur chaque adhésif suit.

Tableau 4. Résumé des résultats des essais de cisaillement à un tour.

La figure 10 illustre les résultats obtenus lors du test de cisaillement en laboratoire unique pour chacun des adhésifs candidats, à l'exception du TSSA de Dow Corning qui a été rejeté. La liaison 3M Scotch-Weld DP 490 d'une épaisseur de 5 mm a obtenu la résistance moyenne au cisaillement la plus élevée. Il est à noter l'augmentation de la flexibilité en augmentant l'épaisseur de 3 mm à 5 mm. La version abrasée du liant Huntsman Araldite 2047 a également fourni une capacité de charge plausible et a montré une certaine déformation plastique avant la rupture. Le 3M Scotch Weld 2216 B/A n'a pas fourni une résistance au cisaillement suffisante et a été jeté avec le Dow Corning TSSA.

3.3. Vérification informatique du système proposé

3.3.1. Déviation du verre

Selon la norme CWCT pour les enveloppes de bâtiment systématisées [45] clause 3.5.2.5, la limite de déflexion admissible était de 15 mm au milieu du bord de l'UGI.

La déviation produite par les deux cas de charge 1 et 2, comme illustré à la Figure 11.

Les résultats de la flèche du vitrage pour (a) le cas de charge 1 et (b) le cas de charge 2 Figure 11 étaient dans la limite. Le taux d'utilisation de la flèche était de 18 % et 51 % pour les cas de charge 1 et 2 respectivement.

3.3.2. Contrainte de traction du verre

ASTM E 1300 [46] fournit la limite de contrainte de surface pour le verre renforcé thermiquement et le verre de ténacité à 46,6 MPa et 93,1 MPa, respectivement.

D'après les résultats de l'analyse FEA illustrés à la figure 12, on peut observer que la contrainte de traction la plus élevée était située au milieu du bord long du verre. La contrainte de traction produite par les deux cas de charge 1 et 2, comme illustré à la Figure 12, était dans la limite. Le taux d'utilisation était de 9 % et 31 % pour les cas de charge 1 et 2 respectivement pour le verre renforcé thermiquement et par conséquent inférieur pour le verre de ténacité.

3.3.3. Contrainte de cisaillement adhésif

La limite de contrainte de cisaillement de l'adhésif a été fixée par les résultats des essais obtenus à la section 3.2. La contrainte de cisaillement moyenne à la rupture pour le Huntsman Araldite 2047 avec GFRP abrasé était de 3,57 MPa et pour le 3M Scotch Weld DP 490 avec une épaisseur de 5 mm était de 4,70 MPa.

Les résultats présentés dans la Figure 13 indiquent que les deux cas de charge 1 et 2 étaient dans les limites fixées par les résultats des tests de cisaillement à un seul garçon et avec un taux d'utilisation de 16 % et 55 % respectivement pour le Huntsman Araldite 2047 et par conséquent inférieur pour le 3M Scotch Weld DP 490.

3.3.4. Contrainte de cisaillement GFRP

La limite de contrainte de cisaillement du GFRP a été fixée par les résultats des essais de flexion en quatre points obtenus à la section 3.1, qui ont été considérés comme 17 MPa. Les résultats du modèle FEA ont indiqué que le profil E GFRP pourrait échouer en raison du cisaillement lorsqu'il est soumis à un cas de charge de courte durée avec une contrainte de cisaillement 2,5 fois supérieure à celle obtenue lors des tests. L'emplacement de la défaillance du profil GFRP était proche du point d'appui, comme indiqué à la Figure 14.

Il convient de mentionner que la résistance au cisaillement obtenue dans l'analyse FEA dans le sens longitudinal était beaucoup plus faible qu'aux coins. Cette plus faible résistance au cisaillement est due au fait que les fibres sont fixées principalement le long de l'axe longitudinal. Permettre aux fibres d'être dans différentes directions pourrait avoir l'avantage d'augmenter la résistance au cisaillement des barres.

4.1. Sélection du matériau GFRP pour l'encadrement

Les résultats de l'essai de quatre flexions ont montré qu'il n'y avait pas de différences considérables dans les propriétés mécaniques des variables étudiées. Par conséquent, il a été décidé d'utiliser une matrice polyester pour l'ossature GFRP car elle a un aspect plus fin et est plus abordable. Il a également été conclu que le trempage à la chaleur n'était pas nécessaire.

Les modules d'élasticité obtenus pour la courte durée de chargement étaient deux fois et trois fois plus élevés que la valeur pour le chargement de longue durée. Cette variation importante impose qu'il soit fondamental de déterminer la durée du chargement auquel serait soumis l'ossature GFRP. La charge de vent considérée dans cette étude est conforme à la norme BS EN 1991-1-4 [43] qui suppose que les charges de courte durée ont un facteur de 4 par rapport aux cas de charge de longue durée.

Toutes les éprouvettes ont obtenu une résistance au cisaillement analogue qui était dans tous les cas inférieure à la valeur fournie par le fabricant [31]. L'analyse FEA a indiqué que la barre GFRP pourrait échouer près du point de support lorsqu'elle est soumise à des charges de courte durée. Cela indique que la vulnérabilité de l'unité composite GFRP-verre est la résistance au cisaillement au niveau du support d'angle et que l'augmentation de la résistance à cet endroit doit être étudiée plus avant. Une amélioration possible pourrait consister à ajouter des plaques d'acier aux coins ou à permettre aux fibres de verre d'être situées dans différentes directions pendant la pultrusion [47].

4.2. Sélection du matériau adhésif pour le collage

L'évaluation suivante a été faite pour chaque adhésif candidat lors de la sélection :

Sur la base de ce qui précède, il a été conclu que 3M Scotch Weld DP 490 et Huntsman Araldite 2047 sont des adhésifs potentiels pour l'unité composite GFRP-verre.

4.3. Enquêtes supplémentaires

Sur la base des résultats obtenus, une série d'investigations futures pourrait être envisagée :

Cette recherche conclut que la réduction de la profondeur structurelle des murs-rideaux à près d'un cinquième par rapport aux systèmes de murs-rideaux conventionnels est possible. La déclaration conclue est basée sur les résultats suivants obtenus à partir des tests mécaniques et de la vérification informatique :

Conceptualisation, BC et MG ; méthodologie, MG et BC ; logiciel, C.-B. ; validation, MG et BC ; analyse formelle, MG et AG-S. ; enquête, MG et BC ; ressources, MG ; conservation des données, BC et AG-S. ; rédaction—préparation du brouillon original, C.-B. ; rédaction—révision et édition, MG ; visualisation, MG ; supervision, AG-S. ; gestion de projet, MG ; financement acquisition, MG Tous les auteurs ont lu et accepté la version publiée du manuscrit.

Cette recherche n'a reçu aucun financement externe.

N'est pas applicable.

N'est pas applicable.

Les données présentées dans cette étude sont disponibles sur demande auprès de l'auteur correspondant.

Les auteurs ne déclarent aucun conflit d'intérêt.

Auteurs : Mercedes Gargallo, Belarmino Cordero et Alfonso Garcia-Santos Source : DOI : Figure 1. Figure 2. Figure 3. Tableau 1. Nombre de spécimens pour chaque jeu de variables. Tableau 2. Produits adhésifs candidats sélectionnés pour un test de cisaillement en laboratoire unique. Figure 4. Figure 5. Figure 6. (a) (b) Tableau 3. Propriétés mécaniques des matériaux. Figure 7. (a) (b) Figure 8. Figure 9. Tableau 4. Résumé des résultats des essais de cisaillement à un seul tour. Figure 10. Figure 11. (a) (b) Figure 12. (a) (b) Figure 13. (a) (b) Figure 14. (a) (b)
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