L'influence du modèle de fracture sur la résistance résiduelle du verre feuilleté à forte contrainte

Date : 28 mars 2023

Auteurs : SC Angelides, JP Talbot & M. Overend

Source:Structures en verre et ingénierie, volume 7

EST CE QUE JE: https://doi.org/10.1007/s40940-022-00168-y

Les panneaux de verre feuilleté sont de plus en plus installés dans les façades vitrées pour renforcer la protection anti-souffle des bâtiments. Ces panneaux ductiles offrent une résistance résiduelle à la flexion suite à la rupture des couches de verre, grâce à l'action composite des fragments de verre attachés en compression et de l'intercalaire en traction. Des essais de flexion en trois points effectués précédemment sur des échantillons de verre feuilleté à basse température, qui visaient à simuler les effets d'une vitesse de déformation élevée due à la dépendance temps-température de l'intercalaire, ont démontré une amélioration de la capacité de charge ultime de deux ordres de grandeur par rapport à celle à température ambiante. Ces essais ont été réalisés sur des éprouvettes présentant un schéma de fracture idéalisé, en préfracturant des fissures à un espacement uniforme de 20 mm, alignées dans les deux couches de verre. Sous des charges de souffle, cependant, un schéma aléatoire de tailles de fragments irréguliers se produit, les fissures n'étant pas toujours alignées dans les deux couches de verre.

De plus, l'emplacement de la charnière plastique dans chaque éprouvette coïncidait avec le point d'application de la charge, ce qui peut avoir influencé les résultats. Cet article répond à ces préoccupations en rendant compte d'autres essais à basse température qui ont pris en compte quatre modèles pré-fracturés supplémentaires en flexion à trois et à quatre points. Les résultats démontrent que la capacité de moment fléchissant des éprouvettes n'est pas affectée par le nombre et la taille des fragments de verre, et par le choix de l'appareil de chargement. Une amélioration de la capacité de flexion est systématiquement observée pour les spécimens avec des fissures désalignées qui est presque le double de celle des spécimens avec des fissures alignées. Cela suggère que le modèle idéalisé avec des fissures alignées, considéré dans des travaux antérieurs, se traduit par une estimation de la limite inférieure de la capacité de flexion pour les panneaux avec des modèles de fracture aléatoires formés sous une charge de souffle.

Lors d'un événement de souffle, les façades des bâtiments agissent comme première barrière de défense pour protéger les occupants, en empêchant les ondes de souffle de pénétrer à l'intérieur. Des façades vitrées résilientes, capables d'offrir une telle protection, peuvent être obtenues en utilisant des panneaux de verre feuilleté ductile au lieu de panneaux de verre monolithiques intrinsèquement fragiles. Ces panneaux sandwich composites, constitués de plusieurs couches de verre stratifiées avec une couche intermédiaire de polymère transparent, maintiennent les fragments de verre en place et offrent une capacité accrue en offrant une résistance à l'onde de souffle après la rupture des couches de verre. Bien que de nombreux types d'intercalaires soient disponibles, le Centre britannique pour la protection des infrastructures nationales recommande d'utiliser uniquement des intercalaires en butyral de polyvinyle (PVB) et en ionomère pour la protection contre les explosions (CPNI 2019). L'accent est mis ici sur le premier, car il s'agit de l'intercalaire le plus couramment utilisé dans les façades de bâtiments.

La stratification des couches de verre et du PVB entraîne la formation d'une forte liaison d'adhérence entre les couches de verre et le PVB. Suite à la rupture des couches de verre, c'est cette liaison qui retient les fragments de verre sur l'intercalaire, réduisant ainsi le risque de blessures liées au verre lors d'événements de souffle. Ce lien n'est pas une constante universelle et est affecté par des facteurs environnementaux (Butchart et Overend 2012, 2013, 2017 ; Samieian et al. 2018). De plus, certains fragments se délaminent invariablement à de grandes déviations (Hooper 2011; Pelfrene et al. 2016).

Un avantage supplémentaire de la liaison verre-PVB est que les fragments de verre attachés contribuent à la capacité post-fracture du panneau, ce qui entraîne une action de flexion composite qui implique l'intercalaire, travaillant en tension, avec les fragments de verre qui entrent en contact lorsque le panneau se déforme, travaillant en compression. Bien qu'il ait été démontré expérimentalement que cette capacité de flexion est négligeable sous des charges quasi statiques (c'est-à-dire de faibles taux de déformation), par rapport à la capacité du panneau intact (Kott et Vogel 2003, 2004, 2007), la réponse est fondamentalement différente aux taux de déformation élevés associés à la charge de souffle, en raison de la nature viscoélastique du PVB. Il convient de noter que cela s'applique aux fragments de verre non confinés, car la contribution du verre fracturé est non négligeable, même à des vitesses de déformation très faibles, s'il est confiné entre des couches de verre non fracturé (Overend et al. 2014).

Une rigidité accrue du PVB est observée à des taux de déformation élevés et la forme du diagramme contrainte-déformation ressemble à un matériau élastique-plastique (Kott et Vogel 2003 ; Bennison et al. 2005 ; Iwasaki et al. 2007 ; Morison 2007 ; Hooper et al. 2012a ; Zhang et al. 2015 ; Chen et al. 2018 ; Botz et al. 2018 ; Botz et al. 2019a). Cela conduit souvent à la terminologie trompeuse de 'élastique et 'plastique' en se référant à la réponse du PVB. Bien que cela soit également adopté dans cet article, ces termes ne font référence qu'à la forme du diagramme contrainte-déformation, car la réponse reste viscoélastique en pratique. Le terme «limite d'élasticité» fait donc référence à la contrainte à laquelle un changement significatif de la pente du diagramme contrainte-déformation est observé, plutôt qu'au début de la véritable plasticité. Ce point distinct dans le diagramme contrainte-déformation n'est observé qu'à des taux de déformation élevés ou à de basses températures.

En établissant des comparaisons avec les méthodes d'analyse traditionnelles du béton armé, qui est également constitué d'un matériau fragile (béton) renforcé par un matériau ductile (acier) pour supporter la tension, des modèles analytiques ont été dérivés par Angelides et al. (2019) pour la capacité de moment de flexion post-fracture du verre feuilleté à des taux de déformation élevés. La limite de la réponse élastique du PVB, c'est-à-dire la limite d'élasticité, a été considérée dans la dérivation de la capacité élastique (M₃ - identifiée comme l'étape 3 par Angelides et al.). Notez que les étapes 1 et 2 des modèles d'Angelides et al. correspondent respectivement au stade de pré-fracture (c'est-à-dire que toutes les couches de verre sont intactes) et au stade où une seule couche de verre s'est fracturée. L'approche de la section transformée a été adoptée et un panneau avec deux couches de verre fracturé a été considéré. La contribution de la couche de verre inférieure (c'est-à-dire la couche non impactée par l'onde de souffle, ou la couche de verre 'tension') a été ignorée, car elle est en tension pour la phase de souffle positive en raison de la réponse d'affaissement.

La couche de verre supérieure (c'est-à-dire la couche impactée par l'onde de souffle ou la couche de verre de « compression ») a été idéalisée comme un matériau homogène uniforme, en raison de la petite taille des fragments de verre formés sous les charges de souffle en raison de l'énergie de déformation élevée stockée dans le panneau avant la rupture (Overend et al. 2007 ; Haldimann et al. 2008 ; Zaccaria et Overend 2012, 2020). Il a été considéré que la fracture des couches de verre se produit sur une très courte période de temps, par rapport à la réponse post-fracture du panneau, et peut donc être idéalisée comme une forme de « changement de phase » instantané dans le matériau. Il est cependant à noter que le modèle de fracture peut différer même pour des panneaux de même géométrie et sous des charges de souffle identiques, en raison des défauts de surface aléatoires développés dans le verre pendant la fabrication, l'installation et la durée de vie (Haldimann et al.). L'emplacement du défaut critique (c'est-à-dire le défaut au niveau duquel la fissuration commence) varie donc et ne coïncide pas toujours avec l'emplacement du moment de flexion interne le plus élevé, comme le montre la Fig. 1a. Cela a également été observé dans les tests de souffle effectués par Osnes et al. (2019).

Suite à la production du PVB, la capacité plastique (M₄ - identifiée comme étape 4 par Angelides et al.) a été dérivée par Angelides et al. en appliquant un équilibre de moment autour de l'axe neutre plastique à l'instant où la section n'a pas de capacité de moment de réserve et une charnière plastique se forme. À cet instant, la force de compression dans la couche de verre supérieure initie l'écrasement des fragments de verre et conduit à une fracture locale supplémentaire à l'emplacement du moment de flexion interne le plus élevé, en plus de la fracture globale initiale du verre, comme illustré à la Fig. 1b. Le motif global initial se produit séparément dans chaque couche de verre lorsque les contraintes de traction, développées à partir de la réponse combinée de la flexion hors plan et de la membrane dans le plan du panneau, dépassent la contrainte de rupture (Fig. 1a). En revanche, la fracture locale consécutive due à l'écrasement ne se produit que dans la couche de verre «comprimée» (Fig. 1b). Les différences entre la fracture globale et locale sont évidentes lorsque l'on compare les schémas de fracture des tests de souffle sur les panneaux de verre monolithiques (Johns 2016 ; Monk 2018) et les panneaux de verre feuilleté (Osnes et al. 2019). Aucune rupture par écrasement n'est observée dans le premier, alors que l'évolution du schéma de rupture du verre feuilleté à différents horodatages montre une fissuration supplémentaire après la formation du schéma de rupture initial.

Ces modèles analytiques ont ensuite été validés expérimentalement par Angelides et al. (2020), qui ont effectué des tests de flexion en trois points (3-PBT) sur des échantillons de verre feuilleté pré-fracturé à -100 ° C. Les tests ont été initialement réalisés sur des éprouvettes (étiquetées CS1 par Angelides et al.) avec deux couches de verre (avec tG = 3 mm) et un seul intercalaire (tPVB = 0,38 mm). La basse température visait à simuler les effets d'un taux de déformation élevé en raison de la dépendance temps-température du PVB viscoélastique, ce qui a été démontré par Angelides et al. en utilisant Chen et al. (2018) résultats d'essais de traction à grande vitesse à différentes températures. En dérivant une cartographie d'équivalence temps-température linéaire pour le PVB, similaire aux travaux de Siviour et al. (2005) pour les autres polymères, Angelides et al. a cartographié la vitesse de déformation maximale du 3-PBT à -100 ° C–25 ° C, en calculant une vitesse de déformation cartographiée de 25 s⁻¹.

Cette valeur a été choisie car elle est représentative des panneaux de verre feuilleté dans des conditions de souffle typiques, comme en témoignent les tests de souffle à pleine échelle de Morison (2007) et Hooper (2011), où des taux de déformation moyens allant de 7,6 à 30 s⁻¹ ont été enregistrés. Cette procédure a été choisie pour valider les modèles en raison de son avantage de découpler la charge d'inertie des effets de la vitesse de déformation, ce qui n'est pas possible dans les essais dynamiques traditionnels. Les résultats d'Angelides et al. ont montré une amélioration de la capacité de charge ultime de deux ordres de grandeur par rapport à celle à température ambiante. Cela a démontré l'importance du raidissement du PVB à des taux de déformation élevés pour la capacité de flexion résiduelle post-fracture qui est souvent ignorée dans les méthodes d'analyse de souffle existantes des panneaux de verre feuilleté (Angelides et Talbot 2021). Les résultats ont également montré de manière constante des capacités améliorées pour les spécimens avec des couches de PVB et de verre plus épaisses (étiquetées CS2 : tG = 3 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 3 mm et CS3 : tG = 6 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 6 mm par Angelides et al.), ce qui a validé les prédictions analytiques de la théorie de la flexion.

Le travail expérimental d'Angelides et al. considéré comme un modèle de fracture idéalisé, en pré-fracturant les fissures à un espacement uniforme de 20 mm, comme illustré à la Fig. 2a. Cela a permis une comparaison directe entre les tests. Sous des charges de souffle, un motif aléatoire de tailles de fragments irréguliers se produit, comme décrit ci-dessus et illustré à la Fig. 2b, les fissures n'étant pas toujours alignées dans les deux couches de verre. De plus, l'emplacement de la rotule plastique (c'est-à-dire à mi-portée) dans chaque éprouvette coïncidait avec le point d'application de la charge de la plate-forme 3-PBT, ce qui peut avoir influencé les résultats. Cet article répond à ces préoccupations et vise à démontrer que la capacité de flexion post-fracture précédemment dérivée par Angelides et al. pour un modèle de fracture idéalisé représente une valeur limite inférieure pour les panneaux avec des modèles aléatoires plus réalistes. Pour ce faire, des essais de flexion à basse température sont effectués sur une série de différents modèles pré-fracturés pour évaluer l'influence de la taille des fragments de verre et de l'alignement des fissures sur la capacité de moment de flexion. De plus, des tests de flexion à quatre points (4-PBT) sont également effectués pour démontrer que les résultats expérimentaux ne sont pas affectés par le choix de l'appareil de chargement. La présente étude se limite à :

Cette section présente les échantillons de verre et les modèles préfracturés considérés, suivis d'une description des essais de flexion effectués avec les deux plates-formes de chargement différentes. La dérivation des capacités de moment de flexion plastique post-fracture à partir des résultats expérimentaux est ensuite expliquée.

2.1 Description des échantillons de verre feuilleté et des modèles pré-fracturés

Les éprouvettes étaient constituées de verre feuilleté composé de deux couches de verre recuit (tG = 3 mm), avec des bords polis (pour minimiser la fissuration secondaire), et un intercalaire PVB (tPVB = 0,38 mm). La géométrie globale des éprouvettes (longueur totale L = 200 mm, largeur B = 55 mm) a été déterminée par l'espace disponible dans la chambre climatique et la nécessité d'assurer un rapport longueur/épaisseur suffisamment élevé pour une flexion simple ; l'épaisseur de chaque couche était dictée par les contraintes de fabrication. Les spécimens ont été stratifiés dans un autoclave de stratification de verre commercial conforme à la norme BS EN ISO 12543-2, en utilisant les mêmes produits de verre et de PVB pour tous les spécimens. Les spécimens sont identiques aux spécimens CS1 considérés dans l'étude expérimentale d'Angelides et al. (2020).

Pour garantir des modèles de fracture contrôlés et reproductibles, les spécimens ont été pré-fracturés avant le test, en incisant d'abord les deux faces du verre avec un coupe-verre à main (acier trempé), puis en les impactant à l'emplacement de l'entaille, des deux côtés, pour produire des fissures de pleine épaisseur dans chaque couche de verre. Des méthodes similaires de pré-fracturation ont été décrites par Nhamoinesu et Overend (2010), Hooper (2011), Samieian et al. (2018) et Angelides et al. (2020).

Pour étudier l'influence de la taille des fragments sur la capacité de flexion post-fracture, des spécimens avec trois modèles pré-fracturés différents ont été testés. Ceux-ci sont illustrés dans les Fig. 3a–c. Le motif pré-fracturé de base (A-1) présente une seule fissure transversale à mi-portée, les fissures de chaque couche de verre étant alignées les unes au-dessus des autres (Fig. 3a). Le deuxième motif (A-2) comporte deux fissures supplémentaires, situées à 30 mm de part et d'autre de l'emplacement à mi-portée (Fig. 3b). Le motif final (A-3) présente une seule fissure transversale située à 30 mm de l'emplacement à mi-portée, là encore, les fissures de chaque couche de verre étant alignées les unes au-dessus des autres (Fig. 3c). Les modèles A-2 et A-3 permettent d'étudier l'influence de tailles de fragments plus petites et inégales, respectivement, par rapport au modèle de base. Les résultats des trois modèles sont également comparés au modèle de fracture idéalisé considéré par Angelides et al. (2020), qui, par rapport au modèle de base, présente quatre fissures supplémentaires à 20 mm d'espacement à partir de l'emplacement à mi-portée, comme indiqué dans la section. 1 et représenté sur la Fig. 3e.

Pour examiner l'influence de l'alignement des fissures entre les deux couches de verre, un motif pré-fracturé supplémentaire a été considéré (A-4). Ceci est illustré à la Fig. 3d et est similaire au modèle A-3 mais avec la fissure dans la couche de verre inférieure située à 30 mm de l'emplacement à mi-portée dans la direction opposée à la fissure dans la couche de verre supérieure (c'est-à-dire un désalignement de fissure de 60 mm).

Chaque spécimen a été pré-fracturé immédiatement avant le test, pour éviter le besoin d'un stockage contrôlé des spécimens. Cela a minimisé l'influence de toute humidité sur le PVB exposé, ce qui aurait pu entraîner une dégradation des propriétés du matériau (Butchart et Overend 2012, 2013, 2017 ; Botz et al 2019b ; Botz 2020).

2.2 Choix de l'appareil de chargement

Les expériences ont été réalisées dans le département d'ingénierie de l'Université de Cambridge à l'aide d'une machine d'essai Schenck Hydropuls PSA dans une chambre climatique. La machine PSA est généralement utilisée pour les essais axiaux, mais des essais de flexion peuvent également être effectués en incorporant des bancs 3-PBT et 4-PBT, comme illustré à la Fig. 4-PBT). La capacité maximale de la cellule de charge est de 10 kN et le déplacement est mesuré à partir du mouvement du piston de charge. Des températures aussi basses que -196 ˚C peuvent être atteintes dans la chambre en utilisant une alimentation en azote liquide régulée par thermostat.

Un résumé du travail expérimental effectué est présenté dans le tableau 1. Les 3-PBT ont été effectués à une température contrôlée de -100 ° C, en répétant chaque test trois fois pour chaque modèle pré-fracturé (A-1 – A-4) pour obtenir la confiance dans les résultats expérimentaux. Des tests à déplacement contrôlé ont été effectués à une vitesse de 0,1 mm/min, la charge appliquée étant mesurée par la cellule de charge. Ces conditions sont identiques aux précédents travaux expérimentaux d'Angelides et al. (2020) et correspondent à une vitesse de déformation cartographiée moyenne de 25 s⁻¹, ce qui est typique des panneaux de verre feuilleté sous charges de souffle à température ambiante. La température dans la chambre environnementale a été contrôlée par un thermomètre interne et vérifiée avec un thermocouple placé à proximité des échantillons. Pour s'assurer que les échantillons eux-mêmes atteignent la température souhaitée, un deuxième thermocouple a été initialement collé à un échantillon échantillon pour établir le temps nécessaire pour que sa température atteigne celle de la chambre. Ce temps s'est avéré être d'environ 10 min, et cette période d'acclimatation a été utilisée dans tous les spécimens avant le test. Pour vérifier que le PVB lui-même était également refroidi à la température souhaitée, une caméra thermique a été utilisée (Angelides et al. 2020).

Tableau 1 Conditions d'essai des échantillons de verre feuilleté pour chaque modèle pré-fracturé -Tableau pleine grandeur

Pour démontrer que les résultats expérimentaux ne sont pas affectés par le choix de la plate-forme de chargement, 4-PBT ont été répétés pour les modèles A-1 et A-2. De plus, pour valider l'amélioration de la capacité de charge ultime à basse température, comme observé par Angelides et al. (2020) et discuté dans la Sect. 1, des tests de flexion pour le motif A-1 ont également été effectués à température ambiante en utilisant le banc 4-PBT à la même vitesse de déplacement. Encore une fois, chaque test a été répété trois fois. Pour la forme déviée simple du modèle A-1, dans laquelle les sections de chaque côté de la fissure sont traitées comme rigides, la déviation à mi-portée a été dérivée du déplacement enregistré en considérant des triangles similaires

comme le montre la figure 5.

2.3 Moment plastique résistant

Un objectif clé du travail expérimental est de démontrer que la capacité de moment de flexion post-fracture précédemment dérivée par Angelides et al. (2020) pour un modèle de fracture idéalisé représente une valeur limite inférieure pour les panneaux avec des modèles de fracture aléatoires. Ceci est réalisé en comparant la capacité idéale aux capacités des spécimens avec différentes tailles de fragments de verre (modèles A-1–A-3) et avec un désalignement des fissures (modèle A-4). Les capacités de moment de flexion (M₄,i - c'est-à-dire pour l'étape 4, telle que définie par Angelides et al. 2019) sont dérivées de la charge ultime mesurée expérimentalement (P₄,i - c'est-à-dire pour l'étape 4), en appliquant le théorème de la limite supérieure de plasticité (Jones 2011). La charge ultime fait référence à la charge maximale enregistrée.

Cela correspond au cas où le verre s'écrase et une charnière en plastique se forme (Angelides et al. 2020). Pour les spécimens simplement supportés et statiquement déterminés considérés ici, la distribution du moment de flexion est régie par l'équilibre seul et n'est pas affectée par la variation de rigidité le long de la portée résultant des fissures pré-fracturées. Comme les sections transversales avec des fissures sont nettement plus faibles que les sections non fracturées, des charnières en plastique sont plus susceptibles de se former à ces emplacements en premier. Sur la base de cette hypothèse, les mécanismes d'effondrement anticipés du 3-PBT sont tracés à la Fig. 6, illustrant comment chaque spécimen se comporte comme deux barres rigides reliées par la charnière. Les figures 6a, c montrent les mécanismes d'effondrement anticipés pour les modèles A-1 et A-3, respectivement, avec les charnières en plastique dessinées à l'emplacement de la fissure unique. Pour le modèle A-2 (Fig. 6b), qui comporte plusieurs fissures, la charnière plastique devrait se former au niveau de la fissure à mi-portée, car celle-ci subit le moment de flexion interne le plus élevé. Cette hypothèse est étayée par les travaux expérimentaux d'Angelides et al. (2020), où la déchirure du PVB a été systématiquement observée dans la fissure à mi-portée pour les spécimens pré-fracturés avec 5 fissures.

Pour le modèle A-4 (Fig. 6d), similaire au modèle A-3, les emplacements des fissures ne coïncident pas avec l'emplacement du moment de flexion interne maximal, comme illustré à la Fig. 7 (c'est-à-dire Mᴬ=Mᶜ

La dérivation des capacités de moment plastique à partir des résultats expérimentaux, pour chaque modèle pré-fracturé, est résumée dans "l'Annexe A". Les expressions analytiques résultantes sont données ci-dessous dans les équations. 1 et 2, pour le 4-PBT et le 3-PBT respectivement :

où d = 30 mm.

Cette section présente les résultats des travaux expérimentaux décrits dans la Sect. 2. Tout d'abord, une comparaison des charges ultimes enregistrées à basse température et à température ambiante avec l'appareil 4-PBT est présentée pour les spécimens avec le modèle pré-fracturé A-1. Les charges ultimes enregistrées à basse température avec l'appareil 3-PBT sont ensuite comparées pour les quatre modèles pré-fracturés (A-1–A-4). Enfin, ces résultats sont utilisés avec les Eqs. 1 et 2 pour dériver les capacités de moment plastique pour chaque modèle pré-fracturé, qui sont ensuite comparées à la capacité du modèle idéalisé considéré par Angelides et al. (2020).

3.1 Essais de flexion quatre points

La figure 8 donne un aperçu du 4-PBT. A basse température, pour les deux modèles pré-fracturés (A-1 et A-2), les essais se sont conclus par une déchirure cassante du PVB au niveau de la fissure à mi-portée. À température ambiante, la réponse est plus ductile, les éprouvettes A-1 étant capables de se déformer en grandes déflexions sans déchirer le PVB, comme le montre la Fig. 9. Dans ce cas, les essais ont été terminés lorsque la charge appliquée a atteint un plateau et la charge maximale enregistrée a été définie comme la charge ultime. La durée moyenne du test était de 19 min à basse température et de 62 min à température ambiante.

Les mesures de charge ultime du 4-PBT sont résumées dans le tableau 2, et la charge enregistrée par rapport à la réponse de déplacement à mi-portée des trois spécimens A-1, aux deux températures, est présentée à la Fig. 10. Il était difficile de produire des modèles de fracture identiques et de maintenir une température constante pendant toute la durée des essais. De plus, il existe une variabilité inhérente dans les propriétés des matériaux. Néanmoins, les résultats à basse température montrent une bonne cohérence entre les trois tests, nominalement identiques. Les résultats à température ambiante varient plus significativement en termes relatifs. La précision de ceux-ci était principalement limitée par la sensibilité de la cellule de charge disponible, qui avait une capacité de 10 kN, bien supérieure aux charges ultimes mesurées (10–16 N). Néanmoins, ces résultats sont considérés comme suffisants pour l'évaluation des effets de basse température, et donc de vitesse de déformation élevée. Une autre limitation peut avoir été l'incapacité de contrôler précisément la température ambiante, mais on considère que cela a eu un effet mineur.

Tableau 2 Charges ultimes enregistrées et mécanismes de rupture observés à partir du 4-PBT à basse température et à température ambiante des spécimens avec des modèles pré-fracturés A-1 et A-2 -Tableau pleine grandeur

3.2 Essais de flexion trois points

Les charges ultimes enregistrées à partir du 3-PBT à basse température pour chaque modèle pré-fracturé (A-1–A-4) sont présentées dans le tableau 3. La durée moyenne de l'essai était de 25 min. Une bonne cohérence est observée entre les éprouvettes testées, sauf pour l'essai 2 du modèle A-3. Une évaluation post-test de ce spécimen a révélé qu'un mauvais alignement des fissures entre les couches de verre supérieure et inférieure, à partir de l'étape de pré-fracturation, a très probablement influencé les résultats. Les mécanismes de rupture étaient cohérents pour chaque modèle pré-fracturé, le PVB se déchirant au même endroit pour les trois spécimens testés. Celles-ci sont illustrées à la Fig. 11 et résumées dans le Tableau 3, la première comprenant également le mécanisme de rupture pour le modèle pré-fracturé idéalisé avec 5 fissures considéré par Angelides et al. (2020) (Fig. 11e). Pour les modèles A-1 et A-2, les mécanismes de défaillance étaient identiques à ceux des spécimens testés avec le banc 4-PBT, comme indiqué dans la Sect. 3.1, avec le PVB se déchirant au niveau de la fissure à mi-portée. Comme prévu dans la Sect. 2.3, pour le modèle A-4, la rupture s'est produite à l'emplacement de la fissure pré-fracturée dans la couche de verre « sous tension ». Une comparaison de la charge par rapport à la réponse de déplacement à mi-portée enregistrée à partir du 3-PBT pour les modèles A-1, A-2 et le cas idéalisé considéré par Angelides et al. est illustré à la Fig. 12. Pour plus de clarté, un seul spécimen de chaque cas est présenté.

Tableau 3 Charge ultime enregistrée et mécanisme de défaillance observé du 3-PBT à basse température -Tableau pleine grandeur

3.3 Capacités de moments plastiques

Les mesures de charge ultime ne peuvent pas être comparées directement pour tous les modèles, car les plates-formes de chargement 3PBT et 4PBT donnent lieu à différents états de contrainte (en particulier, les distributions des moments de flexion) dans les spécimens. Au lieu de cela, ces mesures sont utilisées pour dériver la capacité de moment plastique post-fracture (M₄) pour chaque modèle pré-fracturé, comme décrit dans la Sect. 2.3. Les capacités de moment plastique dérivées à l'aide des équations. 1 et 2 sont présentés dans les tableaux 4 et 5. Le premier compare les modèles A-1, A-2 et A-3 qui visaient à évaluer l'influence de la taille des fragments de verre, tandis que le second présente la capacité dérivée pour les éprouvettes présentant des désalignements de fissures (modèle A-4). Dans les deux tableaux, la capacité pour le modèle idéalisé considéré par Angelides et al. (2020) est inclus à titre de comparaison.

Tableau 4 Comparaison des capacités de moments plastiques (M₄) pour les modèles A-1, A-2 et A-3 avec la capacité du modèle idéalisé considéré par Angelides et al. (2020) -Tableau pleine grandeur

Tableau 5 Comparaison de la capacité de moment plastique (M₄) pour le modèle A-4 avec la capacité du modèle idéalisé considéré par Angelides et al. (2020) -Tableau pleine grandeur

L'influence de l'appareil de chargement sur les résultats expérimentaux est d'abord évaluée, suivie d'une discussion des effets de la taille des fragments de verre et de l'alignement des fissures sur la capacité de moment plastique post-fracture.

4.1 Effet de la plate-forme de chargement

Les tests à basse température pour les modèles A-1 et A-2 ont été effectués avec des appareils 3-PBT et 4-PBT. Comme le montre le tableau 4, il existe une bonne cohérence entre les capacités de moment plastique résultant des deux plates-formes de chargement pour les deux modèles pré-fracturés. Il est donc conclu que les deux appareils de chargement produisent des résultats fiables, et il n'y a pas d'erreur expérimentale significative induite par l'appareil 3-PBT, plus précisément, le fait que le point d'application de la charge dans le 3-PBT coïncide avec une fissure pré-fracturée n'affecte pas les résultats.

Une amélioration significative de la capacité de charge ultime du verre fracturé à basse température, par rapport à celle à température ambiante, est observée dans le tableau 2 et la figure 10 pour le modèle A-1. Une réponse plus rigide, ressemblant à une courbe bilinéaire élastique-plastique charge-déformation avec une rupture fragile est notée pour les essais à basse température, alors qu'à température ambiante la réponse est plus flexible et viscoélastique. Cette amélioration et la réponse fondamentalement différente à basse température concordent avec les résultats du 3-PBT présentés par Angelides et al. (2020). Compte tenu de la dépendance temps-température observée du PVB, cela devrait se traduire par une amélioration similaire aux taux de déformation élevés associés à la charge de souffle typique. Cependant, en utilisant la plate-forme 4-PBT à la place du modèle A-1, qui présente une seule fissure pré-fracturée à mi-portée, il a été possible d'étudier de manière isolée le mécanisme de défaillance à température ambiante du verre feuilleté à l'emplacement de la fissure. Comme le montre la figure 9, une réponse ductile est observée avec le PVB s'étendant à travers la fissure.

Il n'y a pas d'écrasement des fragments de verre dans la couche supérieure, même à de grandes déviations, et donc les charnières en plastique ne se forment pas. Comme discuté par Angelides et al. (2019), des charnières en plastique se forment dans des échantillons de verre feuilleté fracturé à des taux de déformation élevés, lorsque la couche de verre «compressive» s'écrase, suite à la plastification de l'intercalaire. Dans ce cas, la section transversale n'a pas de capacité de moment de réserve. Le mécanisme de rupture est significativement différent à basse température et, par conséquent, à des vitesses de déformation élevées. Comme le montre la figure 11, une défaillance fragile du PVB est systématiquement observée à basse température, avec des fragments de verre broyés visibles au voisinage de la charnière en plastique. Cependant, une réponse plus ductile est anticipée aux taux de déformation élevés associés à la charge de souffle typique, car la rupture fragile observée est principalement attribuée à la liaison d'adhérence plus rigide résultant de la basse température, qui inhibe la délamination des fragments de verre. Cela conduit à l'accumulation rapide de souches et à la déchirure prématurée subséquente du PVB, comme discuté précédemment par Angelides et al. (2020).

4.2 Effet de la taille des fragments de verre

Le tableau 4 compare la capacité de moment plastique du modèle idéalisé avec les capacités de trois modèles pré-fracturés. Ces résultats montrent que les capacités de moment ne sont pas affectées par le nombre et la taille des fragments de verre. Des capacités avec des valeurs similaires sont notées pour des spécimens à deux (motif A-1), quatre (motif A-2) et six fragments de verre, ces derniers correspondant aux résultats présentés par Angelides et al. (2020). Il y a une capacité légèrement plus grande observée pour les spécimens avec des fragments de verre inégaux (motif A-3), mais cela est attribué à la mesure de la charge ultime plus élevée du test 2 qui a été précédemment discutée dans la section. 3.2. Les mesures restantes du modèle A-3 (c'est-à-dire les tests 1 et 3) donnent des capacités similaires aux spécimens pré-fracturés avec des tailles de fragments égales (modèles A-1 et A-2). Par conséquent, les valeurs de capacité de moment constantes observées ici pour quatre modèles pré-fracturés différents suggèrent que la capacité des panneaux de verre feuilleté avec des tailles de fragments de verre irréguliers qui sont parfaitement alignés dans les deux couches de verre, peut être approximée à partir de spécimens avec des modèles pré-fracturés idéalisés.

D'autre part, la rigidité en flexion des éprouvettes est affectée par le nombre de fissures. Cela peut être observé à partir de la Fig. 12, où les diagrammes de charge en fonction du déplacement à mi-portée du 3-PBT à basse température des modèles A-1, A-2 et le cas idéalisé considéré par Angelides et al. sont comparés. Le chargement ultime des trois éprouvettes est du même ordre. En revanche, la pente de chaque courbe, et par conséquent la rigidité en flexion de chaque motif pré-fracturé, varie. Une réponse plus rigide est observée pour le cas de base (A-1), qui a une seule fissure à mi-portée, tandis qu'un comportement plus flexible est évident pour le cas idéalisé avec 5 fissures. La rigidité en flexion pour le cas A-2, qui a 3 fissures, se situe entre les deux cas. Une réponse plus flexible est donc prévue pour les panneaux de verre feuilleté qui se fractureront en plusieurs fragments de verre sous le chargement du souffle.

4.3 Effet de l'alignement des fissures

Le tableau 5 compare la capacité de moment plastique dérivée pour des spécimens avec des fissures désalignées entre les deux couches de verre (modèle A-4) avec la capacité d'un modèle idéalisé avec un alignement parfait des fissures, tel que considéré par Angelides et al. (2020). La capacité de moment pour le modèle A-4 a été calculée sur la base du mécanisme d'effondrement supposé illustré à la Fig. 6d, qui considérait une seule charnière plastique se formant à l'emplacement de la fissure dans la couche de verre « sous tension ». L'échec de déchirure constant observé à l'emplacement supposé de la charnière plastique pour les trois spécimens avec le motif A-4, illustré à la Fig. 11d, valide le mécanisme d'effondrement considéré. Dans les trois spécimens, une nouvelle fissure s'est formée dans la couche de « compression » et alignée avec la fissure pré-fracturée dans la couche de verre « de tension ».

Une amélioration significative de la capacité est constamment observée dans le tableau 5 pour les spécimens avec des fissures désalignées, qui est presque le double de la valeur associée aux spécimens avec des fissures alignées. Cette amélioration est attribuée à la contribution de la couche de verre non fracturée à l'emplacement de la fissure. Cela influence la distribution des contraintes de flexion plastique dans les échantillons à l'emplacement de la fissure, comme le montre la Fig. 13a, et par conséquent, la capacité de moment de flexion plastique, qui est dérivée en appliquant l'équilibre de moment autour de l'axe neutre plastique (Angelides et al. 2019). Par conséquent, une fissure supplémentaire doit d'abord se former dans la couche de verre non fracturée, comme illustré à la Fig. 13b, pour que les échantillons échouent. Cela se produit lorsque la contrainte de traction dans la couche de verre dépasse la résistance à la rupture en traction du verre (σg=σg,t). A ce stade, la contrainte de traction dans l'intercalaire est inférieure à la limite d'élasticité (σpvb<σpvb,y). Ce moment de flexion supplémentaire nécessaire pour fracturer la couche de verre est la raison de la capacité accrue par rapport aux cas avec des fissures alignées dans les deux couches.

En raison de la réponse d'affaissement, le moment requis pour qu'une nouvelle fissure se forme est plus élevé à l'emplacement C illustré à la Fig. 13a, par rapport à l'emplacement A, car la couche de verre supérieure contribue à la compression des fragments de verre entrant en contact lorsque le panneau se déforme. La capacité résiduelle une fois qu'une fissure s'est formée est identique pour les emplacements A et C, et également identique à la capacité résiduelle des éprouvettes à fissures alignées. Encore une fois, cela peut être dérivé en appliquant un équilibre de moment autour de l'axe neutre plastique, en tenant compte de la force de compression dans la couche de verre supérieure qui initie l'écrasement des fragments de verre (σg=σg,c) et la capacité de force de traction de l'intercalaire cédé (σpvb=σpvb,y) (Angelides et al. 2019). La capacité accrue pour les fissures désalignées aide à expliquer la charge ultime plus élevée mesurée pour le test 2 du modèle A-3, qui a été attribuée au désalignement involontaire des fissures, comme indiqué dans la section. 3.2. À partir des observations du tableau 5, il est donc conclu qu'un modèle idéalisé avec des fissures alignées se traduira par une estimation de la limite inférieure de la capacité de moment pour les panneaux avec des modèles de fractures aléatoires formés sous le chargement de souffle, où il est peu probable que toutes les fissures soient alignées.

La conception par soufflage des panneaux de verre feuilleté peut être optimisée en incorporant dans les méthodes de conception les observations expérimentales discutées dans la Sect. 4. Comme le montrent les résultats expérimentaux, la réponse est fondamentalement différente à basse température (et à des vitesses de déformation élevées, compte tenu de la dépendance temps-température du PVB). Par conséquent, la précision des méthodes d'analyse par éléments finis existantes qui ne considèrent qu'une réponse membranaire pure pour l'étape post-fracture (Angelides et Talbot 2021), peut être améliorée en incorporant cette capacité de moment de flexion post-fracture. Les ingénieurs en exercice peuvent dériver une estimation prudente de cette capacité pour leurs panneaux de manière analytique (Angelides et al. 2019) ou expérimentalement (Angelides et al. 2020), car le modèle idéalisé (taille uniforme des fragments de verre et fissures alignées dans les deux couches de verre) se traduit par une estimation de la limite inférieure de la capacité des panneaux avec des modèles de fracture aléatoires. On s'attend également à ce qu'une résistance supplémentaire se produise pour les panneaux à double sens en raison de l'emboîtement des fragments de verre.

De plus, les observations expérimentales démontrent que les modèles analytiques basés sur l'analyse de la ligne de rupture plastique (c'est-à-dire en supposant un mécanisme de rupture dans les plaques sous flexion) conviennent à l'analyse par souffle de l'étape post-fracture des panneaux de verre feuilleté. Yuan et al. (2017), Del Linz et al. (2018) ont présenté de tels modèles, en supposant un mécanisme de ligne de rupture qui a été déterminé à partir des emplacements de forte densité de fissures observés lors des essais de souffle. Il s'agit de méthodes d'analyse simplifiées qui ne nécessitent pas de longs temps de calcul et offrent un outil utile pour les praticiens souhaitant prédire l'évolution temporelle du déplacement du panneau ou valider des analyses plus détaillées. Les différences entre les deux modèles analytiques sont discutées par Angelides et Talbot (2021).

Les observations expérimentales présentées dans cet article complètent ces modèles, en expliquant à la fois pourquoi les lignes de rupture se forment dans les panneaux de verre feuilleté sous charge de souffle et pourquoi le mécanisme supposé par Yuan et al. et Del Linz et al. (Fig. 14a) diffère de celle supposée dans les plaques à double sens sous pression statique uniforme (Fig. 14b). Pour le premier, la capacité améliorée de moment de flexion post-fracture à des taux de déformation élevés sous charge de souffle permet aux moments de flexion de se développer une fois que les couches de verre se sont fracturées, et des charnières en plastique (c'est-à-dire des lignes de rupture) se forment aux endroits où elles dépassent cette capacité accrue. Ce dernier, c'est-à-dire le mécanisme différent observé sous chargement de souffle par rapport au chargement statique, est attribué aux rotules plastiques mobiles, un phénomène bien connu en dynamique structurelle et en plasticité (Jones, 2011 ; Stronge et Yu 1993). Ce phénomène est connu pour se produire dans les structures ductiles sous l'application d'impulsions de courte durée avec une charge de haute intensité, définies comme des impulsions avec des pressions maximales supérieures à trois fois la charge d'effondrement statique de la structure (Jones 2011). La réponse sous de telles impulsions est généralement décrite par deux phases distinctes, la première phase étant qualifiée de «transitoire», car le mécanisme d'effondrement de la structure change continuellement, ce qui entraîne le déplacement de charnières en plastique, et la seconde phase comme «stationnaire», car le mécanisme d'effondrement converge vers celui observé sous une charge statique.

Le tableau 6 montre la charge appliquée résultant des tests de souffle sur les panneaux de verre feuilleté considérés par Yuan et al. et Del Linz et al. pour valider leurs modèles analytiques. Les tests 1 à 6 présentés par Yuan et al. ont été réalisées sur des éprouvettes d'épaisseurs tG = 3 mm/tPVB = 0,76 mm/tG = 3 mm. Les tests 1 à 3 présentés par Del Linz et al. étaient sur des spécimens avec tG = 3 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 3 mm, tandis que le test 4 était sur un spécimen plus grand tG = 6 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 6 mm. La charge appliquée a été calculée en multipliant les surpressions réfléchies maximales par la surface du panneau. Lorsque ceux-ci sont comparés à la charge d'effondrement statique des panneaux de verre feuilleté (c'est-à-dire la charge ultime enregistrée à partir des essais de flexion à basse température indiqués dans les tableaux 2 et 3), il est évident que la charge de souffle appliquée dans ces essais peut être classée comme charge intense, car elle est bien au-delà de trois fois la charge d'effondrement statique.

Une comparaison directe pour des spécimens d'épaisseurs identiques est faite dans le tableau 7 qui compare la charge appliquée dérivée des tests 1 à 3 de Del Linz et al. avec le chargement ultime des éprouvettes CS2 dérivé des essais de flexion à basse température par Angelides et al. (2020). De même, le tableau 8 compare le test 4 de Del Linz et al. à la capacité des spécimens CS3 dérivés par Angelides et al.. Encore une fois, il est évident que la charge appliquée est supérieure à 3 fois la charge d'effondrement statique. Cependant, la différence dans les tests devrait être moindre, car une partie de la charge a été absorbée par l'étape de pré-fracture et, par conséquent, la charge appliquée pour l'étape de post-fracture devrait être inférieure. De plus, la charge d'effondrement statique sera plus élevée, car la charge ultime pour les spécimens CS2 et CS3 a été dérivée pour un modèle idéalisé.

Tableau 6 Charge appliquée calculée pour les essais de souffle utilisés par Yuan et al. (2017) et Del Linz et al. (2018) pour valider les modèles analytiques -Tableau pleine grandeur

Tableau 7 Comparaison de la charge appliquée calculée pour les tests 1 à 3 présentée par Del Linz et al. (2018) avec le chargement ultime dérivé par Angelides et al. (2020) pour les éprouvettes CS2 (tG = 3 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 3 mm) -Tableau pleine grandeur

Tableau 8 Comparaison des chargements appliqués calculés pour le test 4 présenté par Del Linz et al. (2018) avec le chargement ultime dérivé par Angelides et al. (2020) pour les éprouvettes CS3 (tG = 6 mm/tPVB = 1,52 mm/tG = 6 mm) -Tableau pleine grandeur

Cet article a examiné l'influence du modèle de fracture sur la réponse en flexion post-fracture du verre feuilleté avec intercalaire PVB aux taux de déformation élevés associés aux charges de souffle. Des essais antérieurs de flexion à trois points à faible vitesse de déformation effectués à basse température sur des échantillons de verre feuilleté préfracturé ont démontré une amélioration de la capacité de charge ultime d'un facteur de deux ordres de grandeur par rapport à celle à température ambiante. La basse température visait à simuler les effets d'un taux de déformation élevé en utilisant la dépendance temps-température du PVB viscoélastique. Dans cet article, d'autres essais de flexion à basse température ont été présentés qui ont pris en compte quatre modèles de fracture supplémentaires, afin d'étudier l'influence du nombre et de la taille des fragments de verre, de l'alignement des fissures et du choix de l'appareil de chargement.

En comparant les capacités de moment plastique enregistrées à partir des nouveaux essais avec celles du modèle fracturé idéalisé enregistré précédemment, il est clair que la capacité de moment du verre feuilleté n'est pas affectée par le nombre et la taille des fragments de verre. La capacité de moment enregistrée pour les spécimens avec des fissures mal alignées entre les deux couches de verre a été enregistrée comme étant presque le double de celle des spécimens avec des fissures alignées. Cette capacité supérieure est attribuée à la contribution de la section de verre non fracturée au moment résultant. Il est donc conclu qu'un modèle idéalisé avec des fissures alignées se traduit par une estimation de la limite inférieure de la capacité de moment pour les panneaux avec des modèles de fracture aléatoires formés sous le chargement de souffle, où il est peu probable que toutes les fissures soient alignées.

Une bonne cohérence a été observée entre les capacités de moment plastique résultant des bancs d'essai de flexion trois et quatre points. Cela a établi que les deux plates-formes de chargement produisent des résultats fiables et qu'il n'y a pas d'erreur expérimentale significative induite par la plate-forme à trois points, dans laquelle le point d'application de la charge coïncide avec une fissure pré-fracturée. De plus, les essais de flexion à quatre points ont reproduit l'amélioration significative de la capacité de charge ultime à basse température, par rapport à celle à température ambiante, comme observé précédemment à partir des essais de flexion à trois points. Ces tests ont également démontré un mécanisme de rupture fondamentalement différent à basse température, et donc également attendu à des vitesses de déformation élevées, dans lequel des fragments de verre broyé étaient visibles à proximité de la charnière en plastique. En revanche, aucun écrasement des fragments de verre, même à de grandes déflexions, n'a été observé lors des essais à température ambiante, et il est donc conclu que des charnières plastiques ne se forment pas à de faibles vitesses de déformation.

En résumé, ces résultats expérimentaux fournissent des informations précieuses sur les liens entre le comportement du verre feuilleté observé lors d'essais à petite échelle et celui observé sous une charge de souffle à pleine échelle. Les résultats démontrent que la capacité de moment de flexion post-fracture des panneaux de verre feuilleté sous charge de souffle peut être estimée de manière prudente à partir de modèles de faisceau analytiques simplifiés basés sur des spécimens avec un motif de fracture idéalisé. Pour déterminer la réponse globale du panneau, des recherches supplémentaires sont nécessaires pour intégrer les effets de la charge d'inertie, qui fait l'objet de travaux en cours.

Le premier auteur remercie chaleureusement le Engineering and Physical Sciences Research Council (EPSRC) pour le financement de cette recherche par le biais du EPSRC Center for Doctoral Training in Future Infrastructure and Built Environment (FIBE CDT) de l'Université de Cambridge (EPSRC Grant Reference No. EP/L016095/1). La contribution de l'Institution of Civil Engineers, par le biais du Fonds d'habilitation pour la recherche et le développement de l'ICE, est également appréciée, et les auteurs souhaitent remercier Romvos Glass SA pour avoir fourni des images du processus de stratification.

Auteurs et affiliations

Département d'ingénierie, Université de Cambridge, Cambridge, Royaume-Uni - SC Angelides & JP Talbot

Faculté d'architecture et de l'environnement bâti, Université de technologie de Delft, Delft, Pays-Bas - M. Overend

auteur correspondant

Correspondance à SC Angelides.

Conflit d'intérêt

Au nom de tous les auteurs, l'auteur correspondant déclare qu'il n'y a pas de conflit d'intérêts.

Note de l'éditeur

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