Sélection des matériaux et essais des panneaux composites en verre et fibre

Date : 22 décembre 2022

Auteurs : Alina Joachim, Jan Wünsch et Bernhard Weller

Source:Structures en verre et ingénierietome 6, https://doi.org/10.1007/s40940-020-00142-6

La tendance de l'architecture moderne vers des enveloppes de bâtiment de haute qualité se poursuit. En raison de sa qualité de surface élevée et de son large spectre de couleurs, le verre émaillé est utilisé comme protection contre les intempéries et comme élément de design. Les nouveaux éléments discutés dans cet article ne nécessitent aucun scellant ou adhésif puisque la couche de plastique renforcé de fibres (FRP) est directement appliquée sur la surface de verre arrière. D'une part, le polymère appliqué fournit une matrice pour noyer les fibres et d'autre part, il fournit une liaison adhésive au verre. Par conséquent, aucun processus de collage supplémentaire n'est requis. La combinaison des deux matériaux permet une action composite complète. La nouvelle combinaison de matériaux utilise les caractéristiques positives de chaque matériau. La grande durabilité du verre offre une protection contre les impacts environnementaux et le FRP offre un comportement porteur amélioré. Cet article présente le choix des matériaux appropriés pour le FRP et donne un aperçu des tests expérimentaux de la nouvelle combinaison de matériaux. Cela montre que le verre contribue au transfert de charge dans le système en raison des effets de couplage importants.

La tendance de l'architecture moderne vers une optimisation constante des enveloppes des bâtiments se poursuit. Outre sa fonction d'élément de design, une façade contribue également au bilan énergétique du bâtiment. La façade ventilée pare-pluie combine les deux : grâce à la séparation de l'isolation et de la protection contre les intempéries, des options de conception polyvalentes sont possibles tout en maintenant une efficacité énergétique élevée. Le revêtement de façade peut être en bois, en pierre naturelle ou artificielle, en tôle de céramique ou de métal ou en verre opaque (Reichel et Schultz 2015). Lorsque le verre est utilisé, le panneau de verre émaillé coloré agit comme une plaque de recouvrement non porteuse qui est fixée à la plaque porteuse porteuse et collée avec un mastic élastique de plusieurs millimètres d'épaisseur.

Alors que la construction a l'avantage que le verre agit comme une protection optimale contre la pluie et l'humidité, le processus de collage entre le panneau de verre et la plaque de support porteuse prend du temps car le mastic élastique a besoin de plusieurs heures pour durcir (Knaack et Koenders 2018) . La figure 1 montre une construction typique d'une façade ventilée avec des vitres collées sur des plaques de support. La plaque de support est reliée à la sous-structure métallique à l'aide de fixations locales. L'isolation thermique est positionnée dans la sous-structure métallique. Il y a un espace entre la plaque de support et l'isolation thermique, ce qui permet un flux d'air vertical et donne son nom au système.

La production fastidieuse et le fait que le verre n'agit que comme une plaque de recouvrement non porteuse sont à l'origine de l'idée des éléments de façade hybrides en FRP et en verre. Grâce à la combinaison bénéfique des deux matériaux, les propriétés fonctionnelles et optiques sont améliorées. Le FRP est constitué de fibres de renforcement et d'une matrice polymère. La matrice polymère entoure les fibres, qui sont liées à la matrice par des interactions adhésives. De plus, la matrice polymère agit également comme un adhésif sur la surface du verre. La résistance aux intempéries du verre améliore considérablement la durabilité du FRP. Les éléments de façade sont produits par laminage direct sur la vitre. Cela élimine l'étape fastidieuse de collage du verre et de la plaque de support. En tant que tel, le verre fournit le coffrage permanent pour le FRP. Un large spectre de couleurs peut être obtenu en pigmentant le matériau de la matrice. En conséquence, l'utilisation de verre coloré n'est plus nécessaire et le processus fastidieux d'émaillage peut être omis. Une maquette visuelle au GLASSTEC 2018 à Düsseldorf a montré des conceptions de couleurs polyvalentes (Fig. 2a).

Le nouveau panneau composite permet l'utilisation de verre flotté. En plus des économies de coûts, le verre flotté offre la possibilité d'une découpe au jet d'eau après la production du composite verre-FRP. Cela simplifie la fabrication. La figure 2b montre un échantillon d'un tel élément composite. Le FRP est coloré en gris et les bords sont ici, comme décrit, ensuite traités par découpe au jet d'eau. L'utilisation de FRP dans la construction de façades a déjà été étudiée dans d'autres projets, par exemple (Tomasi et al. 2014).

Cependant, l'utilisation de FRP au lieu d'une plaque de support conventionnelle pour un système ventilé n'est pas connue. Cet article donne un aperçu du travail de projet qui a été réalisé et montre le potentiel de la combinaison de matériaux verre et FRP. Le choix des composants du FRP est décrit dans la Sect. 2, tandis que dans la Sect. 3 la combinaison de verre et FRP est examinée. Les résultats sont utilisés comme base pour discuter de l'action portante du composant hybride dans la Sect. 3.2.

Programme d'enquête

Le processus de sélection des matériaux s'est concentré sur un rapport qualité-prix approprié entre le verre et le FRP. Par conséquent, le verre flotté recuit et les fibres de verre ont été sélectionnés comme étant adaptés à l'application envisagée. Par la suite, une matrice polymère appropriée ainsi qu'une répartition appropriée des fibres ont été recherchées au moyen d'essais de matériaux.

Les tests de matériaux complets ont été divisés en trois phases : la résine de matrice pure, le FRP et enfin la combinaison de FRP et de verre. La liste restreinte des matériaux de matrice a été réduite à une combinaison prometteuse au cours des deux premières étapes, qui a évalué le comportement thermique et mécanique de chaque candidat.

Dans la première phase (voir section 2.2), six matériaux de matrice ont été soumis à une analyse thermique au moyen d'une calorimétrie différentielle à balayage (DSC) et d'une analyse mécanique dynamique (DMA). Les propriétés mécaniques ont été dérivées d'essais de traction uniaxiale. La sélection a été réduite à trois matériaux à l'issue des tests de résine. Dans la deuxième phase (voir section 2.3), les trois matériaux de matrice restants ont été renforcés avec des fibres intégrées dans différentes configurations. Des tests uniaxiaux ont été effectués selon (EN ISO 527-1) pour comparer les performances du FRP avec le polymère pur sans aucun renforcement.

Des tests supplémentaires ont été effectués sur les matériaux FRP pour évaluer leur comportement en compression et déterminer leur coefficient de dilatation thermique. Initialement, quatre configurations différentes de fibres de verre ont été testées, mais deux configurations de fibres supplémentaires ont été ajoutées. À la fin de la deuxième phase, une résine et deux configurations de fibres ont été déterminées comme favorites. Dans la troisième phase (voir section 3), la combinaison du verre et du FRP préféré a été examinée dans un test de flexion à quatre points et la capacité de charge résiduelle a été définie.

Résine

Les propriétés matérielles du FRP peuvent être ajustées par le choix de la matrice polymère ainsi que par le type, la quantité et l'orientation des fibres. Avec l'augmentation de la teneur en fibres, la matrice assume une fonction purement protectrice et d'enrobage. Par rapport au FRP, la matrice en plastique a une densité inférieure ainsi qu'une rigidité et une résistance inférieures (Bank 2006). Les FRP sont presque exclusivement constitués de polymères thermodurcissables. Ils ont une faible viscosité, grâce à laquelle la surface des fibres est facilement mouillable. Dans le cas de fibres entièrement mouillées, elles sont protégées contre les influences environnementales et permettent une transmission de charge constante (Pritchard 1999). En raison de la résistance à basse température des thermoplastiques, ils sont moins adaptés pour être utilisés comme résine. A température ambiante élevée, le risque de rupture des fibres par cisaillement augmente.

Au-delà, les thermoplastiques ont une tendance accrue au fluage. Il existe une large gamme de résines thermodurcissables. L'utilisation de résines époxy (EP), de polyesters insaturés (UP) ou d'esters vinyliques (VE) est préférée pour la résine. Tous trois offrent des avantages différents. Les polyesters insaturés ont un très bon rapport qualité-prix et sont polyvalents. Les esters vinyliques conviennent aux composants oscillants et soumis à des chocs. Les résines époxy ont une durabilité exceptionnelle, de bonnes propriétés adhésives et un faible retrait. En raison de leur prix élevé, ils sont utilisés presque exclusivement pour les composants soumis à de fortes contraintes.

Trois résines époxy différentes, deux polyesters insaturés et un ester vinylique ont été examinés. Les noms commerciaux des matériaux de matrice ne sont pas donnés dans cette publication en raison d'accords de confidentialité. Pour un aperçu général, le tableau 1 répertorie les propriétés de base des matériaux de matrice selon les spécifications du fabricant. Selon les constructeurs, les informations contenues dans les fiches techniques sont très différentes en termes de qualité voire au point d'être manquantes (marquées par [–]).

Tableau 1 Propriétés des matériaux selon les fabricants -Tableau pleine grandeur

Les conditions de durcissement ont été évaluées par analyse DSC. Les tests ont été effectués selon (DIN EN 11357). Les tests ont montré qu'un durcissement complet est obtenu lorsque les matériaux de la matrice sont chauffés jusqu'à 80 °C pendant 2 h. Toutes les futures éprouvettes ont été fabriquées sur cette base. Étant donné que les résultats de l'analyse DSC n'ont pas contribué à la sélection des matériaux, ils ne seront pas discutés plus en détail dans cet article.

Test DMA

Afin de pouvoir choisir une résine, des tests expérimentaux approfondis ont été effectués. Le comportement thermomécanique peut être examiné à l'aide de DMA. Le dispositif de test est représenté sur la figure 3a. L'éprouvette a été soumise à une charge alternée à différentes fréquences. En plus de la définition de la température de transition vitreuse, la dépendance temporelle du comportement du matériau peut être caractérisée par la variation de fréquence, et les valeurs caractéristiques viscoélastiques peuvent être déterminées dans une large gamme de fréquences. La température de transition vitreuse est la température à laquelle les plastiques organiques passent de l'état vitreux à l'état caoutchouteux souple. A cet effet, un petit morceau de résine durcie a été testé en mode tension.

Selon la (EN ISO 6721-1), au moins trois éprouvettes doivent être disponibles pour tester une gamme de fréquences. Afin d'obtenir une orientation générale des caractéristiques du matériau, une éprouvette a d'abord été soumise à une mesure de 1 Hz sous charge de traction. Pour cela, l'échantillon a été chauffé de − 60 à + 120 °C à une vitesse de 2 K/min. L'évaluation a été effectuée dans la plage de − 25 °C à + 110 °C. De plus, trois éprouvettes ont ensuite été soumises à une mesure multifréquence sous contrainte de traction. Les mesures ont été utilisées pour caractériser le comportement de durcissement et pour estimer le déplacement de la température de transition vitreuse en fonction de la fréquence. Des fréquences de 0,01 Hz, 0,1 Hz, 1 Hz, 10 Hz et 100 Hz ont été testées à une température passant de − 33 à +100 °C à 1 K/min.

Pour la définition de la plage de température de transition vitreuse, ses valeurs de température initiale (inférieure) et finale (supérieure) ont été déterminées. La température au début de la plage de température de transition vitreuse a été déterminée en appliquant deux tangentes à la courbe du module de conservation. Une tangente se trouve idéalement à la courbe linéaire sous la transition vitreuse et une au point tournant de la pente raide. Le point d'intersection a été défini comme la température initiale de la transition vitreuse Tg0. La température finale Tge a été caractérisée par le maximum de la courbe du facteur de perte. La procédure décrite dans (ISO 6721-11) est illustrée à la Fig. 3b. Le module de stockage indique également le module de Young du matériau. Ainsi, le module de stockage est généralement un peu plus élevé que le module de Young des tests quasi-statiques en raison de sa contrainte oscillante.

La figure 4a montre la comparaison de la valeur moyenne des températures de transition vitreuse à partir des mesures multifréquences. La taille des barres représente la dépendance en fréquence du système matriciel. La température de transition vitreuse initiale moyenne à partir de la mesure à 1 Hz est indiquée dans le tableau 2.

Tableau 2 Propriétés des matériaux obtenues à partir des tests -Tableau pleine grandeur

Les aspects suivants doivent être pris en considération lors de l'évaluation de la température de transition vitreuse pour le choix du matériau :

Si seules les propriétés thermomécaniques dérivées du DMA étaient considérées, EP₁ et VE₁ ont montré les meilleurs résultats. Ils ont atteint les températures de transition vitreuse les plus élevées de Tg₀ = 61 °C (EP1) et Tg₀ = 85 °C (VE₂). Le VE₁ était ainsi le seul des six matériaux de matrice examinés dont la température de transition vitreuse était supérieure à la température maximale de fonctionnement. Alors que la gamme de transition vitreuse du VE₁ s'étendait sur ΔT = 18 K, l'EP₁ a révélé une transition vitreuse s'étendant sur ΔT = 33 K. Les deux matériaux, EP₁ et VE₁, ont également montré une dépendance à basse fréquence (Fig. 4a).

Essai de traction uniaxiale

L'essai de traction selon (EN ISO 527-1) est considéré comme l'un des essais fondamentaux des essais mécaniques des matériaux polymères. La machine d'essai universelle peut être utilisée comme dispositif d'essai pour l'essai quasi-statique. Pour l'examen des résines, l'éprouvette de type 1A (EN ISO 527-2) a été utilisée (Fig. 4b). L'éprouvette est chargée en traction jusqu'à ce qu'une rupture se produise ou que tout autre critère de terminaison soit atteint. Pendant l'essai, les charges appliquées et l'allongement sont mesurés. La déformation est mesurée optiquement à l'aide d'un extensomètre vidéo. Suivant (EN ISO 527-1), cinq éprouvettes ont été testées dans chaque cas. Dans le cadre des travaux, une vitesse de déformation de 1 mm/min a été choisie pour déterminer le module d'Young. Tous les tests ont été effectués à température ambiante.

Étant donné que les plastiques n'ont qu'une petite plage de déformation élastique, le module d'élasticité est déterminé au moyen d'une sécante comprise entre 0,05% et 0,25% de la déformation normative. Dans cette gamme, le matériau se déforme linéairement viscoélastique (Grellmann et Seidler 2015). Selon la loi de Hook, le module de Young a été calculé à partir du rapport de la variation de la contrainte ∆σ à la variation de l'allongement ∆ε. La contrainte σ est formée du quotient de la force de traction mesurée et de l'aire de section initiale. De plus, la contrainte de rupture σB avec l'allongement à la rupture associé εB a été obtenue comme valeurs comparatives importantes à partir de l'essai de traction. La rupture de l'éprouvette s'est accompagnée d'une chute de force à 10 % de la valeur de force. Pour permettre une comparaison directe avec les données du fabricant du tableau 1, l'allongement à la rupture a également été évalué (EN ISO 527-1). Les résultats peuvent être trouvés dans le tableau 2, où la présentation du tableau 1 a été utilisée comme guide.

En comparant les modules de Young entre eux, UP1 atteint les valeurs les plus élevées. Cependant, dans l'UP1, le module de Young déterminé à partir de l'essai de traction diffère considérablement du module de Young déterminé à partir des résultats d'analyse DMA. L'UP2, l'EP1, l'EP3 et le VE1 ont également atteint un module d'Young élevé. L'EP1 a montré la résistance à la traction la plus élevée. L'EP2 a obtenu l'allongement à la rupture le plus élevé (εB = 7,1 %) et était le seul matériau qui a échoué de manière ductile, alors que tous les autres matériaux ont échoué de manière fragile. L'UP2 a atteint le plus petit allongement à la rupture.

EP1 et VE1 ont montré la température de transition vitreuse la plus élevée. Étant donné que les deux matériaux ont également obtenu de bons résultats dans les tests de traction, ils ont été sélectionnés pour une utilisation ultérieure. Les polyesters insaturés avaient tous deux une température de transition vitreuse trop basse pour l'application de façade envisagée. De plus, ils n'ont atteint qu'un faible allongement à la rupture et des valeurs de contrainte de traction. À la demande du partenaire du projet, l'UP2 a néanmoins également été examiné en combinaison avec le matériau fibreux, car c'était le seul de tous les matériaux de matrice examinés à avoir appliqué un additif ignifuge. Ainsi EP1, UP2 et VE1 ont été sélectionnés.

PRF

Il existe un grand nombre de matériaux fibreux différents, qui diffèrent par le matériau, la longueur et la disposition des fibres elles-mêmes. Les fibres sont le composant de raidissement du FRP. Une forte liaison atomique entre la matrice et les fibres est donc nécessaire (Campbell 2010). Dans le projet de recherche, seules les fibres de verre sous différentes formes de tissu ont été étudiées. Pour une utilisation dans des composants plans, des produits semi-finis textiles plats tels que des nattes, des tissus ou des étoffes conviennent. Initialement, quatre configurations différentes de tissus de fibres de verre ont été testées (voir Fig. 5) : (a) une sangle uniaxiale (US), (b1) un tissu de toile avec un matelas de fibres supplémentaire (d) sur un côté (CM), ( b2) un tissu toile pure (C) et (c) un tissu sergé (TT). Dans la sangle uniaxiale, les fibres sont unidirectionnelles (Fig. 5a), ce qui se traduit par une seule direction principale des fibres.

Les tissus, cependant, sont de longues fibres continues entrelacées orientées dans au moins deux directions. La différence entre le tissu sergé et le tissu toile est l'ordre des fils de chaîne et de trame les uns par rapport aux autres. Avec le tissu en toile, ceux-ci alternent (Fig. 5b). Il en résulte une densité de croisement élevée et un haut degré de résistance au glissement. Cependant, en raison de la courbure élevée des fibres, celles-ci sont également affaiblies. Avec le tissu sergé, en revanche, le fil de trame passe sur deux ou trois fils de chaîne (Fig. 5c). Bien que la déformation en cisaillement soit réduite par la densité de croisement plus faible, les fibres ont également une résistance accrue à la pression et à la fatigue en retour. Dans les mats, il y a des fibres courtes qui sont réparties de manière aléatoire dans le matériau de la matrice (Fig. 5d). Ils contribuent à un comportement du matériau relativement isotrope, mais en même temps moins stressant.

Toutes les configurations de fibres proposées ont été noyées dans les résines sélectionnées. Des essais de traction uniaxiale ont été effectués pour étudier les effets de l'ajout de fibres dans les matériaux de la matrice et les effets de différentes configurations de fibres. Les tissus biaxiaux ont les mêmes propriétés matérielles dans les deux directions principales des fibres et sont donc testés parallèlement à une seule de ces directions principales et en diagonale par rapport aux directions principales. La sangle en fibre de verre uniaxiale n'a qu'une seule direction de fibre principale et a été testée parallèlement, perpendiculairement et en diagonale à la direction de fibre. La figure 4 c) montre l'éprouvette de type 3 selon (EN ISO 527-4). La procédure de test est par ailleurs identique à celle décrite dans la Sect. 2.2. Les résultats du module d'Young et de la contrainte de traction maximale sont présentés dans les diagrammes suivants (Figs. 6, 7).

Comme prévu, les meilleurs résultats concernent les essais où la charge est appliquée parallèlement à la direction principale des fibres. Le module de Young le plus élevé a été obtenu en testant la bande uniaxiale (US) parallèlement à la direction principale des fibres. Cependant, la bande de fibre de verre uniaxiale a également montré la baisse la plus significative de la charge de rupture si elle était testée dans n'importe quelle autre direction. Les résultats des autres configurations de fibres - tapis de toile (CM), tissu de toile (C) et tissu sergé (TT) - ne diffèrent que légèrement les uns des autres. À l'exception du polyester insaturé, le ruban uniaxial en fibres de verre a montré approximativement les mêmes résultats lorsqu'il a été testé perpendiculairement à la direction des fibres.

La forte anisotropie du ruban de fibres de verre uniaxial est problématique pour l'application visée. En revanche, le ruban uniaxial s'est avéré convaincant grâce à son module d'Young significativement plus élevé. Sur la base de ces découvertes, une maille quadrax a été ajoutée à la gamme de produits. Le canevas quadrax a une structure en couches composée de quatre couches orientées différemment. Chaque couche est décalée de 45° par rapport à la couche précédente, ce qui signifie qu'une couche du tissu offre une orientation des fibres dans les deux directions principales et deux diagonales (Fig. 8). Comme le canevas quadrax est également l'une des variantes de forme de fibre les plus chères, un mat de fibre de verre pur a également été testé. Cela pourrait être utilisé à la place du canevas quadrax dans la partie de section transversale qui était exposée à moins de contraintes.

Sur la base de ces résultats, l'époxy EP1 a été choisi pour la poursuite du projet. Il a atteint des valeurs constamment élevées et a montré les plus petites variations dans les résultats des tests. Suite au choix des matériaux, des essais de traction uniaxiale ont été effectués une fois de plus. Comme le mat de fibres présente un comportement de matériau presque isotrope et que le tissu quadrax a une fibre alignée dans les quatre directions, il n'est pas nécessaire d'effectuer l'essai de traction dans plusieurs directions. Les résultats de l'essai de traction pour les deux combinaisons de matériaux préférées sont présentés sur la figure 9 et le tableau 3. La résine époxy non renforcée a un module de Young de 1937 N/mm2. Le FRP avec le mat de fibres atteint un module de Young de 8516 N/mm² et le FRP avec le canevas quadrax un module de Young de 13632 N/mm². Bien que les valeurs de rigidité soient inférieures à celles du sergé et du tissu en toile, elles ne dépendent pas de la direction de chargement.

Tableau 3 Coefficients de déformation transversale déterminés expérimentalement pour les matériaux sélectionnés -Tableau pleine grandeur

De plus, les coefficients de Poisson des deux configurations de FRP ont été déterminés. Des jauges de contrainte biaxiales ont été utilisées à cette fin, qui mesurent à la fois la déformation longitudinale et transversale dans l'essai de traction. Les résultats sont présentés dans le tableau 3 suivant. Le tableau 4 résume le processus de sélection des matériaux.

Tableau 4 Sélection schématique des matériaux -Tableau pleine grandeur

Deux structures de couches différentes ont été considérées. L'un se compose de canevas quadrax purs. Par conséquent, une teneur en fibres très élevée et les meilleures propriétés mécaniques possibles peuvent être obtenues. La construction alternative a un noyau de mat de fibres. En raison du remplacement des couches quadrax coûteuses dans le noyau moins sollicité, les coûts peuvent être réduits. Fondamentalement, le FRP doit toujours être construit de manière symétrique. Afin de maintenir la contrainte de cisaillement entre le verre et le FRP aussi faible que possible, l'axe neutre doit se trouver au niveau de la zone de contact entre les deux matériaux. En supposant un comportement entièrement composite, c'est le cas avec un rapport d'épaisseur entre le verre et le FRP d'environ 1:2 (Joachim 2017).

En théorie, les différents renforts fibreux présentent des avantages différents. Le canevas quadrax a toujours donné les meilleurs résultats. Cependant, le rapport qualité-prix du tapis de fibres était convaincant. Pour le test de flexion en quatre points, des panneaux de verre de 5 mm d'épaisseur ont été utilisés, ce qui a donné une épaisseur de FRP de 10 mm. Les deux constructions stratifiées différentes suivantes ont été développées :

La première structure stratifiée garantit la concentration de fibres la plus élevée et, par conséquent, les meilleures propriétés mécaniques en raison de sa forte orientation des fibres et du fait que les fibres du canevas quadrax sont dans un plan plat plutôt qu'ondulantes comme c'est le cas pour les fibres en une configuration de tissu tissé. Le deuxième stratifié, à son tour, peut réduire les coûts de production grâce aux nattes de fibres à bas prix et se traduit également par des propriétés de matériau presque homogènes au cœur du FRP. Les couches de couverture agissent comme des couches porteuses dans la zone de contrainte maximale.

Essai de flexion à quatre points

En pratique, les panneaux de façade sont principalement sollicités en flexion. Un test standard de flexion en quatre points pour le verre est utilisé pour évaluer la capacité portante des éléments composites. Le test de flexion pour FRP est généralement effectué selon (EN ISO 14125). Cependant, pour obtenir des résultats comparables, tous les tests sont effectués conformément à la norme (EN 1288-1), qui est généralement utilisée pour déterminer la résistance à la flexion du verre. Dans la mesure du possible, cependant, les spécifications de (EN ISO 14125) pour l'essai de flexion sur FRP sont suivies, à l'exception des dimensions de l'éprouvette nettement plus grandes. Dans le test de flexion à quatre points, représenté schématiquement sur la figure 10, un panneau de 1100 mm de longueur et 360 mm de largeur a été soutenu à une distance de 1000 mm. La force a été appliquée au centre et uniformément répartie sur deux points distants de 200 mm et augmentée en continu (EN 1288-1).

En raison de "l'effet Poisson", un champ de contrainte supplémentaire perpendiculaire à la direction de la travée est généré. Ceci provoque une contre-flexion dans le sens transversal, ce qui signifie que les contraintes longitudinales ne sont plus uniformes. Le résultat est une contrainte de flexion accrue le long des bords longitudinaux et une contrainte de flexion réduite au centre du panneau. En raison de cet effet, tous les spécimens ont été équipés des deux côtés de jauges de contrainte à mi-portée du panneau, une dans l'axe central et une près du bord, comme illustré à la Fig. 11.

Les deux constructions de panneaux de la sélection finale ont été testées en flexion quatre points. La charge a été appliquée de chaque côté de chaque configuration de panneau. Par conséquent, les tests de flexion ont évalué à la fois les performances du panneau avec la surface du verre en tension et avec le côté FRP en tension. Un nombre de 3 échantillons par configuration de panneau ont été évalués dans les mêmes conditions de test. Ainsi, 12 éprouvettes ont été testées. Les spécimens testés dans cette étude ont satisfait à toutes les exigences de (EN ISO 14125) en ce qui concerne la géométrie.

Les échantillons sont chargés par paliers avec 200 N et un temps de maintien de 1 min, jusqu'à une charge maximale de 2000 N. Les tests sont réalisés à température ambiante. La figure 12 montre la configuration de test et un spécimen avec le côté en verre vers le bas.

La déformation dans l'essai de flexion à quatre points est linéaire dans le sens de l'épaisseur entre la déformation négative sur la face supérieure et la déformation positive sur la face inférieure du verre. La déformation ainsi que l'allongement dépendent de la rigidité du matériau. En raison de l'orientation changeante des fibres, la rigidité du stratifié FRP change dans les couches. Et, par conséquent, il y a des discontinuités dans le profil de contrainte. Les résultats de l'essai de flexion à quatre points ont été comparés avec le calcul analytique de la Sect. 3.2 et sont discutés.

Aucun des spécimens n'a échoué lors des tests. Néanmoins, la capacité portante résiduelle des panneaux composites a été évaluée lors d'autres tests. Une capacité de charge résiduelle suffisante et la protection des personnes contre les chutes d'éclats sont des aspects essentiels lors de l'utilisation du verre. La capacité portante résiduelle a été vérifiée en position horizontale. Les éprouvettes ont été chargées d'un poids de 30 kg à l'aide de sacs de sable (Fig. 13). La vitre du fond était brisée à plusieurs endroits. La capacité portante résiduelle a été garantie sur une période de repos de 48 h. Le test a été effectué à la fois sur des éprouvettes en verre flotté et en plus sur des éprouvettes en verre entièrement trempé. Lors des tests effectués, le verre, tant le verre flotté que le verre entièrement trempé, a très bien adhéré au FRP.

Même avec du verre feuilleté conventionnel avec des intercalaires polymères, par exemple en butyral de polyvinyle (PVB) ou en éthylène-acétate de vinyle (EVA), cela signifie que les éléments atteignent une capacité de charge résiduelle relativement élevée (Overend et al. 2014). Avec le verre feuilleté standard, l'adhérence du verre brisé à l'intercalaire est responsable de l'augmentation de la capacité de charge résiduelle. Lors de l'utilisation de verre recuit ou de verre renforcé à la chaleur, les morceaux de verre cassés s'emboîtent les uns dans les autres, offrant à nouveau une capacité de charge résiduelle suffisante. Les feuilles stratifiées de FRP et de verre présentent également l'avantage supplémentaire que, en plus de l'adhérence du verre à la résine, la capacité de charge du FRP lui-même conduit à une capacité de charge résiduelle plus élevée par rapport au verre de sécurité feuilleté standard.

Comparaison avec un calcul analytique

Afin de pouvoir classer l'action composite du nouveau panneau de façade, les résultats de l'essai de flexion à quatre points ont été comparés à l'aide d'un calcul analytique supposant une action composite complète et aucune action composite comme limite en couches. La figure 14 montre les profils de contrainte résultants dans la portée médiane des panneaux composites en FRP et en verre. La zone bleue montre le verre et la zone grise le FRP. Ainsi, dans la représentation choisie ici, le verre se trouve dans la zone soumise à la contrainte de traction en flexion. La tension superficielle peut être calculée en utilisant la déformation mesurée dans le test de flexion à quatre points et le module de Young déterminé à partir des tests de traction. Une approche d'un nouveau modèle analytique, bien que non applicable ici, est présentée dans Pascual et al. (2017).

Dans cet article, les auteurs considèrent les contraintes axiales et de cisaillement produites par la réponse locale par rapport à la réponse globale. Cependant, l'élément sandwich utilisé est très différent du montage en panneaux choisi pour l'étude. D'autant plus que le FRP est collé au verre au moyen d'un adhésif au lieu que le matériau de la matrice serve en même temps d'adhésif, comme dans l'exemple donné ici. Néanmoins, une approche similaire du profil de stress a également été examinée ici. Dans leur contribution, Overend et al. (2014) décrivent également les profils de contrainte d'un élément sandwich composé de deux faces de verre et d'un noyau de verre résistant au cisaillement enfermé dans des couches intermédiaires polymères. Ils démontrent les profils de déformation et de contrainte de l'élément composite sous contrainte de flexion avec noyau intact et rompu.

Les modules de Young listés dans le tableau 5 ont été utilisés. La combinaison d'un mat de fibres et d'un canevas quadrax est calculée à partir des deux modules de Young déterminés expérimentalement en fonction des proportions de quantité.

Tableau 5 Modules de Young utilisés pour le calcul des contraintes -Tableau pleine grandeur

La déformation à limite stratifiée, calculée selon la théorie des poutres, a été prise après l'hypothèse de Bernoulli. La figure 14a) montre le profil de contrainte résultant. Les figures 14b, c montrent la courbe de contrainte pour une action composite complète. Pour cela, la théorie du sandwich a été utilisée, en supposant un couplage complet entre les éléments. La figure 15 suivante montre la structure de l'élément sandwich selon Stamm et Witte (1974). La partie supérieure du composant sandwich, avec l'indice "O", représente la gamme FRP. La partie inférieure du sandwich, index "U", représente le verre. Pour le calcul, l'hypothèse G → ∞ et dQ → 0 est faite. La discontinuité de contrainte entre les deux matériaux de la figure 14 provient des différents modules de Young.

Dans l'essai de flexion à quatre points pour le verre pur, il existe une courbe linéaire dans le sens de l'épaisseur entre la déformation négative sur la face supérieure et la déformation positive sur la face inférieure du verre. Étant donné que les contraintes et les déformations dépendent de la rigidité du matériau, des rigidités alternées se produisent dans la direction de la charge dans les couches de stratifié FRP en raison de l'orientation changeante des fibres et, par conséquent, des sauts dans la courbe de contrainte dans la direction de l'épaisseur. En conséquence, les résultats de l'essai de flexion en quatre points ne sont pas présentés sous la forme habituelle de diagrammes contrainte-déformation, mais sous forme de diagrammes force-déformation.

La figure 16 montre un exemple du schéma d'une plaque constituée d'un canevas quadrax et de verre avec le verre du côté soumis à une contrainte de traction en flexion. Les lignes en pointillés montrent le comportement de la force de déformation calculé analytiquement sous la limite composite et en couches complète. Les deux lignes de chaque côté (FRP et verre) représentent la préparation d'échantillon décrite précédemment par deux jauges de contrainte de chaque côté. Le centre de l'éprouvette subit une contrainte égale ou supérieure par rapport au bord de l'éprouvette.

À l'exception de déviations mineures du côté FRP, les résultats de l'essai de flexion à quatre points sont cohérents avec le calcul analytique en supposant un composite complet. Les expériences ont montré que la combinaison de FRP et de verre forme un élément hybride (Weller et Pfalz 2018). Ce résultat est cohérent avec d'autres recherches telles que Achintha et Balan (2017, 2019). Jusqu'à une charge de 2 kN, il n'y a pas de différence dans la courbe de force de déformation entre les deux couches de FRP sélectionnées, c'est pourquoi un panneau composé de quadrax et de mat de fibres n'est pas représenté ici.

Les essais expérimentaux sur petites pièces ont montré les différentes propriétés des matériaux résultant du choix du matériau de la matrice et du type et de la quantité de matériaux fibreux. C'est la raison pour laquelle le choix du matériau est fait avec beaucoup d'efforts. Cependant, l'objectif réel de ce projet de recherche était d'étudier la combinaison du verre et du FRP en termes de leur action composite. Les tests expérimentaux ont montré un couplage significatif entre le verre et le FRP. De plus, la comparaison avec la solution analytique montre que l'interaction verre-FRP est proche de l'action composite complète. Pour la première fois, le vitrage fait partie du transfert de charge et peut aller au-delà de sa fonction précédente.

Par conséquent, la structure peut être considérablement plus mince qu'auparavant et le matériau peut être économisé. Un autre avantage esthétique est la possibilité de colorer le FRP. Le FRP peut prendre n'importe quelle couleur désirée. Grâce à cela et à la capacité de charge résiduelle élevée des éléments de façade, le verre flotté peut ainsi être utilisé. Le verre flotté est beaucoup plus facile à travailler, car il peut être coupé après collage avec le FRP par découpe au jet d'eau et permet de créer un bord net.

Également lors de la production des éprouvettes, un avantage significatif par rapport aux plaques de support conventionnelles avec du verre comme couche supérieure est apparu : comme le verre agit comme une sorte de coffrage pour le FRP, aucun équipement n'est nécessaire pour la fabrication, qui peut être démarrée sans beaucoup de préparation. Par rapport à un système de plaque de support conventionnel, où le verre est collé à la plaque de support comme protection contre les intempéries et un élément optique, comme décrit dans la Sect. 1, la résine fonctionne non seulement comme un matériau de matrice mais aussi comme une liaison adhésive au verre. Cela signifie que le collage en tant qu'étape de production distincte n'est pas nécessaire.

Outre les nombreux avantages, tels que les économies de poids et de matériaux, la réduction des coûts et la simplification de la production, la combinaison de matériaux FRP et verre offre un grand potentiel supplémentaire : les façades ventilées précédentes en verre et une plaque de support conventionnelle étaient exclusivement disponibles en version plate conception. Le composite verre-FRP nouvellement développé offre la possibilité de construire des éléments courbes, car le matériau FRP est géométriquement illimité. La figure 17 montre un exemple d'un tel élément incurvé.

Compte tenu du potentiel élevé qui résulte de la combinaison du verre et du FRP, les auteurs recommandent une étude plus approfondie de l'action composite. Cela comprend d'autres séries de tests expérimentaux approfondis qui étayent les résultats générés et prennent en compte d'autres aspects, tels que la performance du panneau sous cyclage thermique. Lors de la combinaison de différents matériaux, l'effet des différents coefficients de dilatation thermique doit toujours être examiné. À la suite de cycles thermiques, le composant peut être soumis à une charge forcée et, dans le pire des cas, tomber en panne. Des premiers tests ont déjà été effectués dans ce domaine dans le cadre du projet, mais une enquête plus approfondie est nécessaire. D'autres types de contraintes qui jouent un rôle dans la construction des façades doivent également être examinés. Selon le domaine d'application prévu, il s'agit par exemple de charges d'impact ou de fatigue mécanique à cycle élevé.

Le projet de recherche "FKV-Glas-VH Fassade" est financé par le programme de recherche "Zentrales Innovationsprogramm Mittelstand" (BMWi/AiF). Les auteurs remercient pour le soutien financier du projet de recherche. En outre, nous tenons à remercier FIBER-TECH Products GmbH pour la coopération et la mise à disposition de matériaux ainsi que d'éprouvettes.

Financement Open Access activé et organisé par Projekt DEAL. Le financement a été fourni par le ministère fédéral de l'Économie et de la Technologie (subvention n° ZF4123705HF5).

Auteurs et affiliations

Institut de construction de bâtiments, Université technique, Dresde, Allemagne - Alina Joachim, Jan Wünsch & Bernhard Weller

auteur correspondant

Correspondance à Alina Joachim.