Connexions intégrées pour le verre

Mar 27, 2023

Date : 19 octobre 2022

Auteur(s) : Julian Hänig & Bernhard Weller

Source: Structures de verre et ingénierie | https://doi.org/10.1007/s40940-022-00174-0

Le désir des constructeurs et des architectes d’une transparence maximale et de surfaces homogènes dans les façades et les structures en verre s’étend aux applications intérieures tout en verre telles que les cloisons en verre ou les portes entièrement vitrées. Dans les systèmes de verre conventionnels, les interconnexions sont réalisées par des raccords accrocheurs et des détails de serrage qui réduisent la transparence et perturbent l’esthétique. Les nouveaux panneaux composites verre-plastique-composite montrent un poids propre considérablement réduit par la composition d’un noyau intercalaire polymère en polyméthacrylate de méthyle (PMMA) et couvre les couches de verre mince.

Les composites innovants présentent des performances structurelles élevées avec les propriétés optiques du verre conventionnel. Les panneaux permettent une connexion directe dans le noyau intercalaire en PMMA épais avec la structure de support ou d’autres panneaux. Une telle conception de connexion intégrée réduit les concentrations de contraintes et permet le développement de raccords petits et discrets. Différentes connexions intégrées pour les panneaux verre-plastique-composite ont été conçues et étudiées. Cet article présente une étude expérimentale sur différentes connexions, telles que les connexions fixées mécaniquement et intégrées adhésivement, testées sous charge de traction. Sur la base d’analyses vidéo, les progressions des fissures et les mécanismes de défaillance sont évalués et discutés en détail.

Les tests étudient les effets de la température ainsi que l’influence de l’épaisseur du noyau intercalaire et du type de verre des couches de couverture dans différentes accumulations. L’évaluation complète comprend une description du comportement de charge mécanique sous forme de graphiques de charge par rapport au déplacement ainsi qu’une étude de la progression des fissures et des mécanismes de défaillance pour l’évaluation finale. Les résultats de cette étude expérimentale élucident les caractéristiques structurelles des assemblages intégrés dans les panneaux composites verre-plastique-sous charge de traction et représentent une base pour le développement continu de raccords d’application réels.

Motivation et état de l’art

La transparence élevée et une conception économique due à la réduction du poids deviennent de plus en plus des caractéristiques de plus en plus recherchées dans les tendances de conception récentes. Les concepteurs et les ingénieurs se concentrent sur les façades en verre légères, les structures en verre et les systèmes intérieurs tout en verre. Le verre est connu pour être un matériau fragile. Il est très sensible aux concentrations de contraintes qui se produisent principalement dans les connexions ponctuelles conventionnelles telles que les boulons ou les pinces. En outre, le trou de forage mécanique requis et la zone limitée pour la transmission de la force accentuent les concentrations de contraintes décisives qui se traduisent par des connexions relativement grandes et gênantes. Cela motive à développer de nouvelles connexions petites et discrètes avec une conception efficace spécifique au matériau pour répondre aux exigences de transparence élevée et d’efficacité des ressources dans les structures en verre.

Au cours des dernières décennies, plusieurs types de raccords adhésifs sont apparus comme une alternative aux raccords mécaniques (Centelles et al. 2019). Le collage avec des adhésifs polymères structurels réduit les concentrations de contraintes dans le verre et permet d’obtenir une conception de connexion très efficace. Des adhésifs structuraux rigides transparents tels que des acryliques, des époxydes et des polyuréthanes ont été étudiés pour des assemblages ponctuels de petite taille dans différentes œuvres (Dispersyn et coll., 2014; Dispersyn et Belis, 2016; Kothe et coll., 2016; Tasche, 2007; Van Lancker et coll., 2016; Vogt, 2009; Wünsch, 2017).

Les silicones structuraux plus souples sont souvent utilisés pour les supports linéaires des façades vitrées à mastic structurel mais aussi dans un type relativement rigide et transparent pour les supports ponctuels (Drass, 2020). Les connexions laminées métal-verre avec différents films intercalaires ont atteint des capacités de charge élevées en fonction du matériau intercalaire (Ioannidou-Kati et al. 2018; Louter et Santarsiero 2019; Santarsiero et coll., 2017). Inversement, le vieillissement artificiel et les changements de température influencent considérablement les propriétés des polymères thermoplastiques étudiés. C’est pourquoi, pour la plupart des connexions collées dans l’industrie du bâtiment, les autorités locales insistent toujours sur des approbations coûteuses et complexes.

De même, les connexions stratifiées intégrées ont été étudiées dans plusieurs travaux (Bedon et Santarsiero 2018; Carvallo, 2014; Feirabend, 2010; Neugebauer, 2005; Puller, 2012; Santarsiero et coll., 2017, 2018; Volakos et coll., 2021; Zangenberg et coll., 2012). La technique d’assemblage est connue sous le nom d’insert métallique encapsulé entre un élément en verre multicouche par laminage avec un film intercalaire structurel, un adhésif ou une résine de coulée. Cela réduit les concentrations de contraintes et conduit à une conception de connexion intégrée discrète. Selon la taille et le type d’intercalaire structurel, ces connexions intégrées présentent des capacités de charge relativement élevées. La recherche sur les connexions embarquées peut être séparée en configurations d’insertions minces (Fig. 1a et b) et épaisses (Fig. 1c et d). Les inserts minces sont enfermés entre seulement deux couches de verre, tandis que les inserts épais nécessitent trois couches de verre ou plus pour l’intégration.

En résumé, l’idée de connexions intégrées utilisant des inserts métalliques en verre feuilleté est applicable et a déjà été réalisée avec succès dans des projets réels (O’Callaghan 2007, 2012; Schieber et coll., 2021; Torres et coll., 2017; Willareth et Meyer, 2011). Cependant, l’épaisseur relativement faible du film intercalaire allant de 0,38 à 2,28 mm limite l’épaisseur maximale de l’insert, car les deux côtés doivent être stratifiés entre deux couches de verre. Les premières recherches (Volakos et al. 2021) avec une résine de coulée à base de polyuréthane ont été réalisées avec une épaisseur intercalaire de 6 mm. Les résines de coulée permettent une intégration d’insert plus épaisse que les films intercalaires conventionnels (Volakos et al. 2021). Les connexions épaisses intégrées nécessitent au moins trois couches de verre. Il en résulte un poids propre substantiel du stratifié de verre qui limite par conséquent son application aux structures de verre à grande échelle.

Panneaux composites verre-plastique-composite

Les nouveaux panneaux composites verre-plastique, appelés NEEROGLAS®, sont constitués d’un noyau intercalaire en PMMA rigide et transparent et de fines couches de couverture de verre (Fig. 2). Les panneaux ont été développés comme un substitut léger au verre monolithique conventionnel actuel. Des études antérieures menées par les auteurs (Hänig et Weller 2020, 2021) ont étudié les propriétés matérielles du matériau central intercalaire et évalué le comportement du composite dans une large gamme d’accumulations composites.

La combinaison d’un noyau intercalaire léger en PMMA avec du verre mince montre des performances de charge structurelle élevées à un poids propre réduit - par exemple, un composite verre-plastique de 8 mm / 12 mm avec des couches de couverture en verre de 1 mm révèle une réduction du poids propre de 39% / 44%. Dans le même temps, les couches de couverture assurent la résistance aux rayures tandis que le noyau en polymère assure la ductilité. Les panneaux composites peuvent être fabriqués avec une épaisseur de noyau intercalaire allant jusqu’à 20 mm et tous les types de couches de couverture de verre coupables, de préférence du verre mince d’une épaisseur de 0,5 à 3 mm (Neeb 2017). Une résistance de panneau plus élevée peut être obtenue en appliquant du verre renforcé chimiquement (CSG) au lieu de verre recuit (ANG) comme couches de couverture.

Le noyau intercalaire en PMMA est plus résistant aux chocs et moins sensible à la concentration de stress que le verre. De plus, le PMMA permet un traitement mécanique conventionnel des bords comme le perçage et le fraisage ainsi que le polissage pour une qualité de finition de haute qualité (Fig. 3a). Les propriétés introduites offrent la possibilité d’une connexion directe au noyau intercalaire en PMMA ductile. Le joint peut être conçu par une connexion mécanique ou adhésive (Fig. 3b).

La combinaison des panneaux composites verre-plastique et une nouvelle connexion intégrée avec des performances portantes suffisantes offriraient une solution structurelle pour une conception innovante en verre léger. Cela générerait de nouvelles possibilités de conception pour les systèmes tout en verre avec une transparence accrue et un poids propre réduit. Les premiers essais ont montré un comportement porteur prometteur à des dimensions relativement petites. Cependant, le comportement général de charge et le mécanisme de défaillance des connexions intégrées dans les panneaux composites verre-plastique n’ont pas encore été étudiés dans une vaste étude expérimentale.

Comme les propriétés des matériaux thermoplastiques (PMMA et adhésif polymère) changent avec la température (ramollissement à une température croissante), le comportement porteur est donc influencé. De plus, l’accumulation des panneaux composites ainsi que la distance entre la connexion intégrée et le verre affectent fortement la répartition des contraintes. Cela renforce la nécessité d’étudier les performances de ces connexions structurelles afin de développer un matériel de connexion discret pour des applications pratiques.

Objectif et ligne de conduite

Initialement, Sect. 2 propose les conceptions de connexion intégrées pour les panneaux composites verre-plastique-composite et l’assemblage d’échantillons. Ensuite, la méthode d’essai expérimentale (section 3) étudie le comportement de charge de traction quasi statique de nouvelles connexions intégrées dans des panneaux composites verre-plastique. Dans le premier cas, l’application est destinée aux systèmes intérieurs tout en verre, où une grande transparence rencontre un design de connexion élégant et discret. Trois types de raccords adhésifs différents et un type de raccord mécanique sont considérés. L’étude vise à identifier un type de connexion optimal avec des performances structurelles élevées, un assemblage facile et une qualité optique élevée.

Selon ces paramètres, les types de connexion ont été réduits au cours de l’étude expérimentale. Dans les essais de traction quasi statiques, le comportement de charge mécanique est évalué dans des diagrammes force-déflexion (section 4). Cela comprend l’examen de la résistance initiale à la rupture et de la capacité maximale en tant qu’indicateur de ductilité de la connexion. Pour décrire la progression de la fissure et les mécanismes de défaillance spécifiques, les enregistrements vidéo pendant les essais ont été analysés en détail. La large gamme de séries d’essais à différentes températures et lors de la modification des accumulations identifie les paramètres influençant le comportement porteur caractéristique des différents types de connexion. Les résultats ont permis des discussions comparatives (section 5) sur les performances des types de raccordement sous charge de traction.

Les nouvelles connexions de bord s’engagent avec le noyau intercalaire en PMMA en utilisant une connexion mécanique ou adhésive au bord des panneaux composites verre-plastique. Un bloc externe en acier inoxydable, servant de matériel de connexion, est relié au noyau intercalaire en PMMA du panneau composite-plastique-verre. En configuration mécanique et adhésive, le noyau en PMMA est traité pour s’adapter à chaque type de connexion dans les paramètres géométriques correspondants. Pour garantir une intrusion optique minimale, la taille de la connexion a été limitée à 45 mm de longueur. La distance minimale par rapport aux couches de couverture en verre a été fixée à 1 mm pour la fixation mécanique et à 2 mm pour la variante de connexion adhésive. Ceci est destiné à limiter les concentrations de contraintes dans le verre grâce à une épaisseur de paroi adéquate du PMMA pour une performance structurelle optimale.

Connexion mécanique

La connexion mécanique se compose de quatre composants principaux (Fig. 4a–c) : composite-verre-plastique, entretoise de contact en polyoxyméthylène (POM) de 1 mm d’épaisseur, bloc en acier inoxydable et deux fixations M4 pour la connexion fixe au moment de rotation. Les profilés filetés M4 de fixation ont été percés dans le noyau intercalaire en PMMA des composites verre-plastique dans un processus contrôlé par CNC. L’assemblage des éprouvettes a été réalisé en reliant le bloc en acier inoxydable au panneau composite-plastique-plastique avec deux fixations M4 dans une profondeur de filetage de 17 mm. L’entretoise de contact POM a été placée entre le bloc et le bord du panneau pour éviter les contraintes de contact indésirables entre le métal et le verre mince. Le serrage des fixations M4 avec un faible couple de seulement 0,3 Nm sécurise les composants sans endommager les filetages dans le PMMA ni induire de précontraintes importantes.

Raccord adhésif

Les raccords adhésifs se composent de quatre composants principaux : composite verre-plastique, entretoise de contact POM de 1 mm, insert en acier inoxydable et joint adhésif (Fig. 5a–c). L’insert en acier inoxydable est formé par le bloc extérieur avec la languette d’insert de 2 mm d’épaisseur qui est collée adhésivement à l’intérieur du noyau PMMA du composite verre-plastique. Les composites verre-plastique sont fraisés mécaniquement CNC avec un profil de largeur et de profondeur de 3 mm. Des robinets d’alignement disposés latéralement d’un diamètre de 3 mm permettent de centrer la languette d’insertion dans le noyau intercalaire en PMMA. Le joint adhésif a été conçu avec une largeur d’espace de 0,5 mm pour les côtés et de 1 mm en bas entre les substrats.

Cela permet l’applicabilité d’une large gamme d’adhésifs structurels et offre plus de flexibilité sur la face inférieure de l’insert qu’au niveau des faces latérales. Ceci est censé assurer un transfert de charge de cisaillement plus intense le long des faces latérales avec une plus grande surface (2 × 43 mm x 9 mm = 774 mm2) par rapport à la surface inférieure (2 mm x 43 mm = 86 mm2) soumise à la tension. Les coins chanfreinés et arrondis sur la face inférieure de l’insert en acier inoxydable réduisent les concentrations de contraintes et assurent l’enfermement avec de l’adhésif. Après le fraisage du joint en PMMA, tous les composants ont été soigneusement nettoyés avec de l’isopropanol et, après évaporation complète, remplis de la quantité requise d’adhésif. Par la suite, l’insert en acier inoxydable a été positionné dans le profilé fraisé avec l’entretoise de contact POM intermédiaire personnalisée, maintenue en place puis durcie.

Une étude préliminaire de 14 adhésifs structuraux transparents différents disponibles dans le commerce a été menée pour évaluer la compatibilité avec le joint adhésif souhaité. Pour compléter le désir d’une connexion moins gênante, une apparence optiquement claire était un paramètre initial crucial dans l’évaluation du succès de l’adhésif. Les autres paramètres comprenaient l’adhérence entre l’acier inoxydable et le PMMA, la viscosité, la facilité d’application, le type et le temps de durcissement, le retrait et les imperfections après durcissement. Un pool réduit d’adhésifs viables a ensuite été testé dans des procédures de vieillissement artificiel au soleil et au climat (EN ISO 9142 2004; EN ISO 11431 2003) pour évaluer la stabilité optique à long terme des adhésifs à l’intérieur du composite.

Les produits qui n’ont pas développé de jaunissement significatif au cours du vieillissement artificiel ont été utilisés dans les types de connexion finale. Cela comprenait trois adhésifs différents pour les enquêtes: la résine époxy à deux composants Huntsman Araldite® 2020 (Huntsman Advanced Materials GmbH 2012), l’acrylate de durcissement UV DELO Photobond® GB368 (DELO® Industrial Adhesives 2019) et le polyuréthane technicoll® 9430-1 à deux composants (Ruderer Klebetechnik GmbH 2018). Les paramètres de durcissement appliqués, les propriétés générales du matériau et les températures de transition vitreuse évaluées dans l’analyse dynamique-mécanique-thermique (DMTA) à 1 Hz conformément à (EN ISO 6721, 2019) de la sélection finale de l’adhésif sont résumés dans le tableau 1.

La sélection des adhésifs peut être classée en fonction de leur module de Young et de leur résistance en trois classes différentes. Un époxy très rigide et cassant, une acrylate moyennement rigide avec une résistance moyenne et un polyuréthane plus souple avec une résistance inférieure mais un allongement élevé à la rupture.

Tableau 1 Propriétés adhésives selon (DELO Industrial Adhesives 2019; Huntsman Advanced Materials GmbH 2012; Ruderer Klebetechnik GmbH 2018; Wünsch 2017; Wurm 2007) et mémoire de maîtrise non publié de l’Institut de construction du bâtiment, Technische Universität Dresden - Table pleine grandeur

Le DELO® Photobond® GB368 sélectionné a fait l’objet de recherches (Louter 2009) pour les liaisons métal-verre avec application prévue dans les poutres de verre renforcé (Louter 2011). L’adhésif structurel présentait une résistance d’adhérence importante. Cependant, à + 60 °C, la force de la liaison a été réduite de 55% par rapport à la température ambiante. L’époxy Huntsman Araldite® 2020 a montré des performances satisfaisantes en termes de force de collage et de vieillissement pour l’application dans des fixations ponctuelles transparentes (Kothe et al. 2016 ; Wünsch, 2017).

L’adhésif polyuréthane technicoll® 9430-1 a fait l’objet de recherches (Kothe et al. 2021) pour l’application dans les joints adhésifs pour les panneaux composites de verre minces avec des noyaux en polymère imprimés en 3D. Il s’est avéré être un adhésif approprié pour coller du verre au polymère dans une épaisseur de couche de 1 mm. Les joints pouvaient être créés sans bulles, très transparents et ne jaunissaient pas après vieillissement artificiel (tests de rayonnement UV et tests de température élevée). Les propriétés démontrées dans les études publiées confirment que les adhésifs sélectionnés conviennent généralement à l’application proposée. Néanmoins, étant donné que le matériau d’assemblage est en PMMA au lieu de verre et que le transfert de charge est différent, une étude du nouveau type de connexion intégrée est essentielle pour l’évaluation.

Spécimens d’essai et approche de l’étude

L’approche de l’étude (tableau 2) a été conçue pour caractériser le comportement de la charge de traction et identifier une variante de connexion optimale. Par conséquent, la sélection des types de connexion est réduite en fonction de leurs performances au cours de l’étude expérimentale. Cette question est examinée à la section Sect. 4. La première partie de l’étude expérimentale s’est concentrée sur l’effet de la température sur divers types de connexion, tandis que la deuxième partie a exploré l’influence de l’accumulation de composites sur un nombre réduit de types de connexions.

Tableau 2 Séries d’essais - Table pleine grandeur

L’accumulation de référence consistait en des couches de recouvrement en verre recuit (ANG) de 1 mm et un noyau intercalaire en PMMA de 6 mm. Les bords ont été coupés au jet d’eau sans traitement supplémentaire des bords. Les échantillons ont été testés à + 23, + 40 et + 60 °C pour évaluer les effets de la température jusqu’à la limite supérieure des températures pertinentes de l’industrie du bâtiment conformément (EN 16613, 2020) aux effets de température. Des températures plus basses ne sont pas attendues pour les applications intérieures. La série d’essais de la deuxième partie a étudié l’influence de l’accumulation de composites en testant des échantillons avec une épaisseur accrue du noyau intercalaire en PMMA de 10 mm. Le bord chargé a été chanfreiné (1 mm) et poli. Le type de connexion préféré a également été étudié en appliquant des couches de recouvrement en verre renforcé chimiquement (CSG) avec un bord chanfreiné (1 mm) et poli. Au total, un ensemble de 14 séries d’essais comprenant chacune cinq éprouvettes ont été examinées sous une charge de traction jusqu’à la défaillance finale.

Cette approche d’étude permet de caractériser le comportement général de la charge et les mécanismes de défaillance. En outre, les effets de température et l’influence de l’accumulation de composite sur les performances de connexion sont explorés. Les résultats obtenus identifient un type de connexion optimal et constituent une base pour le développement de raccords d’application réels pour les systèmes tout en verre dans l’industrie du bâtiment.

Tous les spécimens d’essai ont été fabriqués conformément aux spécifications fournies dans la section Sect. 2 et les adhésifs ont été durcis avec les paramètres de durcissement selon le tableau 1. Les dimensions nominales de l’échantillon s’élevaient à 120 mm × 50 mm, découpés à la taille par découpe au jet d’eau à partir de panneaux composites homogènes de 2 m × 1 m et traités par une rectifieuse de chants pour verre. Les pièces en acier inoxydable et les entretoises POM ont été fabriquées mécaniquement avec une grande précision par fraisage CNC.

L’air a été piégé dans l’injection de résine en raison du mélange et de l’insertion de l’insert en acier inoxydable. Par conséquent, des bulles d’air relativement faibles ont été observées, principalement en haut des faces latérales et en bas, sur presque tous les éprouvettes de raccordement adhésif après durcissement (Fig. 6). Une répétition des tests avec une plate-forme d’application automatisée permettrait de minimiser les inclusions. Les petites bulles d’air influencent l’aspect visuel, mais en raison du faible rapport des inclusions par rapport à la zone collée (< 3%), les bulles ne devraient pas avoir d’influence significative sur le comportement porteur général de la connexion.

De plus, de graves problèmes d’écaillage à l’interface PMMA-verre ont été détectés dans la cavité fraisée pour le profil d’insertion des éprouvettes adhésives (Fig. 7). Dans une étude de fraisage CNC sur les paramètres de vitesse de coupe, de diamètre de l’outil, de vitesse d’avance et de vitesse de rotation, les dommages ont pu être minimisés. Cependant, les dommages causés par l’écaillage étaient toujours présents dans tous les échantillons pour les connexions adhésives. La plus grande distance au verre dans les échantillons plus épais a entraîné une réduction de l’intensité de l’écaillage. L’emplacement précis ou la cause du dommage reste incertain; Cependant, un broyage réussi avec des échantillons composites verre-plastique-composite fait allusion à une cause matérielle.

Configuration de l’essai de traction

La figure 8a illustre le banc d’essai de traction utilisé pour les expériences. Chaque éprouvette a été fixée pour le mouvement vertical à l’engin de fixation en acier personnalisé. La force a été introduite par une machine d’essai universelle (Instron UPM 5881) à un filetage M6 centré au sommet du bloc métallique de connexion. Deux joints d’alignement nivelent l’introduction de la force pour assurer une charge de traction pure à la connexion (Fig. 8b). Les feuilles POM d’une épaisseur de 1 mm entre les joints d’alignement et l’éprouvette empêchent tout contact acier-verre. Une chambre d’essai à température contrôlée a permis des essais à différentes températures selon l’approche de l’étude.

Procédure d’essai

Tous les échantillons ont été préconditionnés pendant au moins 24 heures au niveau de température d’essai individuel. La force a été induite à déplacement contrôlé avec une vitesse de 0,25 mm/min. La précharge a été réglée à un niveau de force de 30 N pour assurer l’alignement de l’échantillon dans le banc d’essai. La force et le déplacement de la traverse ont été enregistrés à l’aide des cellules de mesure de la machine d’essai. Au cours des essais, une caméra vidéo a enregistré le développement de la fissure dans l’échantillon en représentation frontale. Les essais se sont terminés par une défaillance finale de la connexion par rupture du noyau intercalaire en PMMA de l’échantillon ou rupture du joint adhésif.

Évaluation des résultats

Chaque essai a abouti à une valeur de force F et de déplacement u. Les diagrammes force-déplacement décrivent le comportement porteur de la série d’essais jusqu’à la défaillance finale ou jusqu’à ce que l’insert soit retiré à un faible niveau de charge. Le matériel vidéo pendant les tests a été analysé pour évaluer la progression des fissures et les mécanismes de défaillance de la connexion par illustration schématique. Sur la base de la synchronisation avec le comportement force-déflexion, les niveaux de charge associés ont été examinés. Il convient de mentionner que l’analyse vidéo a été effectuée manuellement et comprend donc un caractère subjectif. Les schémas de rupture illustrés indiquent les caractéristiques de défaillance et la perte d’intégrité du type de connexion individuel.

Pour interpréter la capacité portante résiduelle de la connexion après le développement initial de la fissure, les charges de rupture initiales et la capacité de charge maximale sont examinées. Sur la base des résultats, les types de connexion sont comparés et classés en fonction de leurs performances structurelles.

Les résultats de l’étude expérimentale sont présentés individuellement pour chaque type de connexion. Tout d’abord, les mécanismes de progression et de rupture des fissures sont décrits au moyen d’illustrations schématiques du comportement typiquement observé d’une éprouvette représentative pour chaque type de raccordement à + 23 °C. L’accent est mis sur les fissures observées pertinentes dans le verre mince, les modes de défaillance de l’adhésif et la fracture finale de l’échantillon. Deuxièmement, le comportement de charge dépendant de la température pour chaque type de connexion est illustré par des diagrammes force-déplacement complets. Les résultats pour chaque type de connexion sont tracés dans des diagrammes distincts. Pour une meilleure comparaison, tous les diagrammes utilisent les mêmes échelles sur les axes x et y. Par la suite, les performances de résistance des différents types de connexion sont décrites avec la charge de rupture initiale et la capacité de charge maximale. Troisièmement, l’influence de l’accumulation de composites sur la performance structurelle portante est évaluée en utilisant un noyau intercalaire plus épais et en utilisant des couches de couverture en verre renforcées chimiquement.

Mécanismes de progression et de défaillance des fissures

Raccord de fixation mécanique

Le comportement porteur de la liaison mécanique est presque linéaire (Fig. 9). La pente initiale de la courbe force-déplacement est attribuée au mouvement des joints d’alignement jumelé aux mouvements requis pour engager complètement les filetages de fixation avec le matériau en PMMA. Les fissures initiales se sont développées avec la formation de petites fissures arrondies dans le verre mince au niveau des filetages de la fixation près du bloc extérieur en acier inoxydable n’ayant aucune influence sur le comportement porteur (étape 1).

Après la rupture de stade 1, la formation de fissures se propage le long de la vis à l’intérieur du verre mince, car le verre offre une ténacité à la rupture réduite par rapport au noyau intercalaire en PMMA qui reste intact (étape 2). Seuls des écarts mineurs par rapport au comportement de charge linéaire ont été observés jusqu’à la rupture de stade 3 avec développement de fissures arrondies, qui se propagent avec une force croissante à l’extrémité d’une vis. Cela génère une baisse intérimaire des forces. La défaillance finale se produit par rupture soudaine du composite verre-plastique-à partir de la fin du filetage, fendant l’échantillon.

La rupture initiale au stade 1 se produit en raison de la concentration accrue de contraintes dans les premiers filetages engagés de la fixation (Fakhouri et al. 2014; Kloos et Thomala, 2007). La formation ultérieure de fissures au cours de l’étape 2 peut s’expliquer par le phénomène similaire de transfert de force dans les barres d’armature déformées pour des matériaux tels que le béton, où le palier de compression des nervures inclinées le long de la barre est utilisé pour transférer les forces de traction. Ces entretoises de compression radiale induisent un anneau de tension d’équilibrage de contrainte dans le matériau d’encapsulation (Tepfers 1976) qui provoque la rupture de stade 2. La rupture finale peut être attribuée à des contraintes concentrées à l’extrémité des filetages conduisant au développement de fissures de traction (étape 3), qui augmentent vers la rupture finale avec propagation de la fissure, jusqu’à la rupture de la PMMA. Cependant, le fil est resté intact et n’a montré aucun signe de dommage jusqu’à la défaillance finale.

Raccord époxy adhésif

Le raccord époxy adhésif présentait un comportement rigide jusqu’à rupture fragile (Fig. 10). En raison de son module de Young élevé (Eepoxy = 2312 N/mm²), le PMMA et l’époxy sont également rigides (EPMMA = 2337 N/mm²). Il en résulte une fissuration du verre perpendiculairement à la charge de traction, car l’insert se comporte comme entièrement encastré dans un matériau uniforme. Les fissures préliminaires de l’étape 1 étaient généralement situées dans les fines couches de verre, aux extrémités des inserts. Les fissures se sont accumulées à un endroit similaire lorsque la languette d’insertion a été retirée, après quoi de nouvelles fissures dans le verre mince sont apparues près du bord inférieur de l’insert (étape 2). Les fissures subséquentes identifiées à l’étape 3 proviennent du pontage et de la propagation de fissures antérieures. Ceci a été suivi de près par une rupture complète du composite verre-plastique le long de la ligne de fracture arquée créée par la fissuration précédente.

La languette d’insertion de la connexion s’est détachée de la section verre-plastique-composite le long de la ligne de rupture, mais elle n’était pas amovible en raison d’un pont de fissure dans le verre ou de fissures incomplètes à travers la PMMA. La partie du joint verre-plastique-composite et adhésif au-dessus de la ligne de fissure de rupture est restée pratiquement intacte et toujours fermement collée à l’insert en acier inoxydable.

L’emplacement de la défaillance de l’adhésif est visualisé par la région ombrée en rouge de la Fig. 10 et a été observé le long de la ligne de fissure. La perte d’adhérence au fond s’est produite à l’interface époxy-acier inoxydable lors de la rupture, tandis que des modes de défaillance adhésive au niveau des faces ont été observés dans l’interface époxy-PMMA. Cela a permis de libérer la languette d’insertion du composite verre-plastique-composite lors de la défaillance finale. De plus, une rupture cohésive partielle a été observée le long de la ligne de fissure inférieure par retrait partiel de l’insert en acier inoxydable.

Raccord en acrylate adhésif

La connexion adhésive avec le joint en acrylate a présenté un comportement linéaire jusqu’au point de rupture ultime (Fig. 11). Des fissures initiales (stade 1) des éprouvettes d’acrylate ont été observées dans le verre mince le long de la ligne de fond perpendiculaire à la charge. À l’étape 2, les fissures étaient situées sur les bords des inserts et ne s’étendaient pas au-delà du périmètre du joint adhésif. Des stries se sont développées à l’étape 3 au niveau des faces adhésives de l’insert indiquant une perte d’adhérence sur les interfaces PMMA et acier inoxydable. Peu après l’étape 3, l’adhésif a soudainement échoué dans un mode de défaillance cohésif. L’échantillon d’essai reste en grande partie intact.

La défaillance de l’adhésif est apparue dans tous les échantillons sur au moins une des faces de l’insert. Lors de la rupture, la fracture à la surface du verre a été considérablement augmentée. Cela peut être attribué au déplacement rapide de la languette d’insertion lorsqu’elle est soudainement retirée lors de la défaillance finale. L’insert collait toujours au composite verre-plastique-après test. Les mécanismes de défaillance observés indiquent une défaillance ultime du joint causée par le manque de résistance de l’acrylate.

Connexion PU adhésive

Le comportement à la traction de la connexion PU adhésive indique une flexibilité accrue (Fig. 12). La séquence de défaillance a commencé par une défaillance adhésive aux interfaces adhésif-PMMA indiquée par la perte de clarté (étape 1). On a observé une fissuration ultérieure du verre mince le long de la face inférieure de l’insert (étape 2) perpendiculaire à la force. L’étape 3 a suivi peu de temps après avec une défaillance cohésive de l’adhésif à la ligne de démarcation créée par la zone d’adhésif encore en contact avec les parois en PMMA. La défaillance cohésive n’a pas conduit instantanément à la défaillance finale en raison des faibles niveaux de force. Au lieu de cela, la défaillance a progressivement progressé du stade 3 à l’échec ultime par déchirure presque complète.

Au cours de cette transition, la déchirure intense était corrélée à une perte presque complète de la résistance de connexion. La capacité de charge résiduelle à l’intérieur de la courbe force-déplacement a capturé le glissement progressif de l’insert hors de la cavité en PMMA et n’a pas eu une importance significative car la connexion a été considérée comme ayant atteint la défaillance finale au sommet de la courbe force-déplacement. Dans l’ensemble, la faible rigidité de l’adhésif et la défaillance précoce de l’adhésif ont entraîné une fracture minimale de l’échantillon composite-plastique-verre pendant les essais.

Comportement porteur dépendant de la température

Les diagrammes unifiés force-déplacement (Fig. 13a–d) de la série d’essais caractérisent et comparent le comportement porteur des types de raccords étudiés à différentes températures. Les points forts des connexions et les statistiques correspondantes sont discutés dans la section Sect. 4.3.

Raccord de fixation mécanique

La série d’essais du raccord de fixation mécanique à + 23, + 40 et + 60 °C représente un comportement porteur linéaire (Fig. 13a). Les éprouvettes individuelles n’ont montré que des fissures développées à un niveau de force compris entre 2 et 4 kN, ce qui a entraîné une baisse significative de la force, suivie d’une nouvelle augmentation de la charge conduisant à une défaillance finale. Le niveau de force ultime caractérise la défaillance finale et la charge de capacité maximale du noyau intercalaire en PMMA.

Raccord époxy adhésif

La connexion époxy adhésive présentait un comportement linéaire jusqu’à une défaillance soudaine (Fig. 13b). A + 40 et + 60 °C, on observe une dispersion croissante entre les différents essais. Les éprouvettes ont développé des fissures importantes sur les bords entraînant une perte partielle antérieure d’adhérence à l’interface époxy-PMMA sur les faces latérales de l’insert (Fig. 14). En général, même à + 40 et + 60 °C, l’adhésif époxy présentait cependant une rigidité élevée, associée à une perte d’adhérence à l’interface avec le noyau intercalaire en PMMA à des niveaux de charge inférieurs.

Raccord en acrylate adhésif

Une dépendance significative à la température de la connexion d’acrylate adhésif peut être observée dans les diagrammes force-déflexion (Fig. 13c). L’adhésif se ramollit déjà à + 40 °C en raison de la température de transition vitreuse relativement basse (9–46 °C). Cela conduit à une augmentation des déplacements jusqu’à la défaillance finale. Des modes de défaillance de l’adhésif ont été détectés entre l’acrylate et l’acier inoxydable au bas de l’insert et entre l’acrylate et le PMMA sur les faces latérales (Fig. 15). À + 60 °C, on observe un transfert de force limité. Cela est dû au cédage du joint adhésif, après quoi l’insert est retiré à un niveau de force relativement faible avec des modes de défaillance similaires à ceux décrits dans la section Sect. 4.1.

Connexion PU adhésive

La connexion PU adhésive présentait la rigidité la plus faible par rapport aux autres joints adhésifs (Fig. 13d). Ceci est en accord avec les propriétés des matériaux dans le tableau 1. La température de transition vitreuse (9–34 °C) est d’environ la température ambiante. Par conséquent, à température élevée, une rigidité et des capacités encore plus faibles en raison du ramollissement accru de l’adhésif sont prévues. Cela a ordonné l’exclusion de l’adhésif pour des tests supplémentaires.

Comparaison de la force

Les résultats évalués de la première série d’essais (fig. 16) permettent une comparaison de résistance avec les statistiques correspondantes. Il comprend la charge de rupture initiale et la capacité de charge maximale de la connexion. Les réserves de charge post-rupture (marquées par les flèches) sont évaluées comme la capacité supplémentaire jusqu’à la capacité de charge maximale après la charge de rupture initiale. Cette quantification peut être utilisée dans le concept de conception à sécurité intégrée pour des applications pratiques. Les statistiques complètes des différentes séries d’essais sont résumées dans le tableau 3.

Tableau 3 Résultats de résistance des types de raccordement à partir d’essais expérimentaux de traction à différentes températures. (arithmétique moyenne x̅arithme ± variance σ2; variation (x̅−x̅ref)/x̅ref); réserve de charge post-rupture) - Table pleine grandeur

La résistance de la fixation reste du même ordre de grandeur pour toutes les températures testées (variation maximale de -15%). Cela confirme un comportement porteur constant qui peut être attribué à la variation relativement faible du module de Young du noyau intercalaire en PMMA à des températures allant jusqu’à + 60 °C. Parmi les connexions adhésives, la rigidité adhésive, la résistance et l’adhérence étaient les principaux paramètres dictant la rupture et la résistance initiales. En général, plus la rigidité adhésive est faible, plus la résistance globale de la connexion est faible en ce qui concerne à la fois la charge de rupture initiale et la capacité de charge maximale.

Cette influence de la rigidité adhésive est clairement visible pour le raccord acrylate par les réductions de -66% pour la rupture initiale et de -71% pour la capacité de charge maximale causée par les effets de température. À + 23 °C, l’époxy rigide présentait une résistance initiale à la rupture inférieure (1,33 kN) à celle de l’acrylate plus souple (2,16 kN). On peut conclure que le joint adhésif nécessite un certain niveau de flexibilité pour réduire les concentrations de contraintes dans le verre mince du composite, ce qui est décisif pour la rupture initiale du verre. À + 40 °C, la connexion époxy a atteint la résistance initiale globale la plus élevée de 2,99 kN, ce qui représente un équilibre avantageux entre rigidité et résistance. À + 60 °C, la résistance diminue à 2,05 kN en raison de la formation initiale précoce de la fracture. La faible rigidité et la déchirure du PU ont entraîné des performances globales très médiocres (rupture initiale : 0,87 kN et capacité maximale : 0,88 kN).

Toutes les connexions, à l’exception de la connexion PU adhésive, montrent une augmentation de la capacité de charge après la rupture initiale. Par conséquent, des réserves de charge post-rupture allant de 1,52 à 2,64 kN pour la fixation, de 0,99 à 2,54 pour l’époxy et de 0,44 à 1,89 kN pour le raccordement de l’acrylate ont été quantifiées (tableau 3). La connexion adhésive PU n’offrait pas de réserves de charge post-rupture notables en raison de la déchirure de l’adhésif.

Influence de l’accumulation de composites

L’influence de l’accumulation de composites est représentée dans une comparaison de résistance similaire (Fig. 17 et Tableau 4).

Tableau 4 Résultats de résistance des types de raccordement des essais expérimentaux de traction pour différentes accumulations à + 23 °C. (arithmétique moyenne x̅arithme ± variance σ2; changement (x̅−x̅ref)/x̅ref); réserve de charge post-rupture) - Table pleine grandeur

La fixation mécanique montre une augmentation de la charge de rupture initiale de + 76% et une capacité maximale de + 75%. Les caractéristiques de défaillance correspondent à celles susmentionnées pour l’accumulation plus mince, cependant, à des niveaux de charge accrus.

La connexion époxy adhésive montre une augmentation significative de la résistance (charge de rupture initiale + 114% et capacité de charge maximale + 37%), tandis que la connexion en acrylate adhésif présente des performances équivalentes à l’accumulation plus mince (charge de rupture initiale -5% et capacité de charge maximale + 9%). Les défaillances initiales des deux adhésifs correspondaient aux caractéristiques susmentionnées de l’accumulation plus mince. L’augmentation de la résistance initiale de la connexion époxy adhésive et la faible quantité de fissuration dans l’éprouvette ont démontré une réduction des contraintes du verre. Cependant, la défaillance finale s’est produite principalement en raison d’une perte d’adhérence (Fig. 18a). La connexion adhésive en acrylate s’est rompue par un mélange d’adhésif et une défaillance cohésive (Fig. 18b). Cela justifie l’augmentation limitée de la capacité de charge maximale pour les deux connexions adhésives, car la capacité de charge du joint devient décisive.

Dans l’ensemble, la connexion mécanique de fixation a démontré des performances supérieures par rapport aux types de raccords adhésifs, tant en ce qui concerne la charge de rupture initiale que la capacité de charge maximale. Par conséquent, le choix de la variante préférée appartenait à la connexion mécanique et des tests supplémentaires avec du verre mince renforcé chimiquement (1,1CSG-10PMMA-1,1CSG) ont été effectués.

Grâce à l’utilisation de verre renforcé chimiquement, la charge de rupture initiale a été augmentée de + 53 % supplémentaires par rapport au verre recuit (+ 169 % par rapport au verre recuit 1ANG–6PMMA–1ANG), tandis que la capacité maximale définie par la résistance au PMMA est restée égale (tableau 4). Une charge de rupture initiale de 5,07 kN et une capacité de charge ultime de 6,65 kN ont été atteintes avec la connexion de fixation mécanique, ce qui a conduit à une résistance élevée par rapport à la petite connexion et offrant une réserve de charge post-rupture remarquable. Cette évaluation quantifie l’influence de l’accumulation de verre et de l’utilisation de couches de couverture de verre renforcées chimiquement sur la résistance des assemblages verre-plastique-composite composite.

Des différences substantielles dans la résistance portante ont été observées entre les différents types de connexion. La rigidité adhésive, la résistance à la traction et l’adhérence étaient les principales variables dictant les modes de défaillance et les capacités maximales des connexions adhésives. L’époxy s’est comporté de manière rigide, mais il a montré des développements précoces de fissures dans le verre mince. Un noyau intercalaire plus épais a conduit à une meilleure répartition des contraintes, ce qui a entraîné une plus grande résistance de connexion. Dans les échantillons minces (1ANG–6PMMA–1ANG), la défaillance finale s’est produite par rupture de l’insert alors que sur les éprouvettes épaisses (1ANG–10PMMA–1ANG), la défaillance adhésive a été décisive. Par conséquent, la connexion offre une réserve de charge post-rupture élevée de 2,54 kN (référence) et 2,45 kN (noyau intercalaire plus épais).

L’acrylate, en tant qu’adhésif rigide moyen, a été capable de répartir les concentrations de contrainte uniformément, ce qui a conduit à une résistance à la rupture initiale élevée et à une capacité maximale qui conduit à une réserve de charge post-rupture constante de 1,89 kN (référence) et 2,37 kN (noyau intercalaire plus épais). L’adhésif flexible en PU s’est rompu tôt en déchirant et en tirant l’insert sans réserve de charge post-rupture. En conclusion, un degré particulier de module de Young est nécessaire pour montrer une rigidité de connexion suffisante mais aussi limiter les concentrations de contraintes dans les couches de couverture en verre. La force adhésive et l’adhérence spécifiaient les mécanismes de défaillance ultimes (défaillance adhésive et cohésive) du joint.

Une résistance élevée associée à une adhérence suffisante a provoqué une scission soudaine finale de l’échantillon, tandis qu’à faible résistance ou à une adhérence insuffisante, l’insert a été retiré. Comme la rigidité et la résistance des adhésifs polymères testés diminuent considérablement au-dessus de la température de transition vitreuse, les connexions se sont affaiblies lorsque les transitions vitreuses ont été transcendées et les inserts ont été retirés après avoir dépassé la résistance. Le noyau intercalaire plus épais a conduit à une résistance initiale plus élevée de la connexion époxy (+ 114%) en raison de la réduction des contraintes du verre. Cependant, la capacité maximale n’a été augmentée que dans une mesure limitée (+ 37%), car la perte d’adhérence et la défaillance cohésive des articulations étaient prédominantes. Par conséquent, la résistance du joint adhésif limitait la capacité de charge maximale des connexions dans les accumulations avec un noyau intercalaire plus épais.

Les différentes dispositions de connexion mécanique n’ont pas été évaluées, tandis que la connexion de fixation proposée a montré un comportement de charge presque linéaire jusqu’à la défaillance finale. Le comportement est influencé dans une certaine mesure par les fissures fines du verre jusqu’à la rupture finale du noyau intercalaire en PMMA à partir de l’extrémité d’un fil. Par conséquent, la connexion offre une réserve de charge post-rupture élevée après rupture initiale d’au moins 1,58 kN. En outre, seule une dépendance insignifiante à la température a été observée (Fig. 16 et Tableau 3). Cela correspond aux recherches sur le matériau du noyau intercalaire en PMMA (Hänig et Weller 2021). Une accumulation de composite plus épaisse a augmenté les performances portantes, mais n’a pas influencé les mécanismes de défaillance de la connexion. Au total, une répartition plus uniforme des contraintes en utilisant un noyau intercalaire plus épais augmente les résistances de connexion à la fois dans la rupture initiale et la capacité de charge maximale tout en offrant des réserves de charge post-rupture élevées satisfaisantes.

Compte tenu du processus de fabrication ou plutôt du processus d’assemblage, les assemblages mécaniques présentaient trois avantages principaux par rapport aux assemblages adhésifs : premièrement, la fabrication d’éprouvettes ne nécessite que des filetages dans le PMMA plus faciles à exécuter et aucun défaut d’écaillage ne se produit. Deuxièmement, le temps d’assemblage ne prend que quelques minutes par rapport aux temps de durcissement en heures, voire plusieurs jours pour les connexions adhésives à deux composants. Seul l’acrylate de polymérisation UV offre un temps de fabrication de l’ordre de quelques minutes, nécessitant toutefois un équipement de lampe UV. Troisièmement, la connexion mécanique peut être démontée et permettre la réutilisation des composants ainsi qu’un remplacement rapide en cas de dommage. Ces caractéristiques clés doivent être prises en compte dans le processus de développement ultérieur des connexions.

Les résultats pour toutes les connexions comprenaient une dispersion remarquable des niveaux de force pour la charge de rupture initiale ainsi que la capacité de charge maximale (tableaux 3 et 4). La variance la plus élevée a été observée dans le type de fixation suivi du type de connexion époxy, tandis que l’acrylate et le PU ont montré une concordance générale plus élevée dans les résultats des tests individuels. La dispersion peut être attribuée aux défauts d’écaillage à proximité de l’interface PMMA et verre. La diffusion est également influencée par l’assemblage manuel, la variance de l’épaisseur du verre ainsi que les dommages de surface dans le verre dus au traitement et à la manipulation des échantillons, qui influencent la résistance du verre.

De plus, le développement de la croissance des fissures sous-critiques dans le verre recuit au fil du temps en raison de la durée de charge relativement longue influence la résistance du verre (Brokmann et al. 2021; Haldimann et coll., 2008). Différentes durées de charge influencent également la rigidité et la résistance des joints adhésifs viscoélastiques. Pour résoudre le problème de l’écaillage, un changement de composition du matériau combiné à des améliorations de la polymérisation du noyau intercalaire ainsi que du revenu sont proposés. En outre, des pratiques d’assemblage plus cohérentes ou une fabrication automatisée devraient être étudiées afin de réduire son influence sur le processus de collage et d’améliorer la qualité optique.

L’article a étudié la performance des connexions structurelles dans les panneaux composites verre-plastique-composite comme base pour le développement de matériel de connexion discret. Cela comprend l’examen détaillé du comportement portant, y compris les mécanismes de progression et de rupture des fissures, des types de raccordement innovants proposés sous charge de traction. Les effets de la température et l’influence des accumulations de composites ont été évalués dans le cadre d’une vaste étude. Pour l’évaluation finale, les caractéristiques de la charge de rupture initiale et de la capacité de charge maximale sont prises en compte.

Les raccords de fixation mécaniques possédaient la capacité d’atteindre une résistance élevée, offrant un comportement porteur linéaire qui dépend insignifiamment de la température et fournissant des réserves de charge satisfaisantes après la rupture. Le bénéfice le plus élevé (augmentation de la charge de rupture initiale et de la capacité maximale de rupture) en augmentant l’épaisseur du noyau de polymère a été observé. Il a également été constaté que la résistance du verre est cruciale pour la résistance initiale à la rupture, mais pas pour la charge de défaillance ultime. En général, les connexions mécaniques des fixations permettent une conception à sécurité intégrée.

Les caractéristiques de connexion de l’adhésif sont dictées par la répartition des contraintes dans les couches de couverture en verre, qui est fortement influencée par l’accumulation de composite, la rigidité et la résistance de l’adhésif. Par conséquent, l’adhésif rigide (époxy) et le colle rigide moyen (acrylate) ont produit un équilibre de caractéristiques dans des capacités de résistance à la rupture initiale élevée et de transfert de force jusqu’à la défaillance ultime. Cela quantifie des réserves de charge post-rupture satisfaisantes. Cependant, le comportement des adhésifs en fonction de la température du matériau a influencé les performances de connexion, ce qui a entraîné une faible capacité de charge au-dessus de la température de transition vitreuse des adhésifs. Cela limite les températures d’application en dessous de la température de transition vitreuse. La connexion PU s’est comportée de manière très flexible en raison de la faible rigidité adhésive. De plus, la faible résistance adhésive a entraîné une défaillance prématurée de l’adhésif à un niveau de charge relativement faible. Cela prouve que le PU n’est pas adapté à la connexion intégrée proposée.

Les caractéristiques portantes préférables, la résistance élevée et les réserves de charge post-rupture satisfaisantes sous une charge de traction quasi statique identifient le type de connexion mécanique comme variante de connexion préférée. De plus, la conception intégrée attrayante avec une intrusion minimale ainsi qu’un assemblage simple et toujours réussi rendent la connexion la plus appropriée sous charge de traction.

Les résultats obtenus représentent un premier ensemble de données complet. Cependant, d’autres recherches sont essentielles pour convenir à la mise en œuvre pratique dans les constructions en verre pour l’industrie du bâtiment. Par conséquent, il est suggéré d’évaluer le comportement porteur sous la charge de cisaillement ainsi que sous la flexion et la compression dans les étapes suivantes. De même, la stabilité à long terme doit être étudiée pour une utilisation structurelle. Cela conduira à un ensemble de données complet pour la conception structurelle des connexions pour les panneaux composites verre-plastique. Les recherches actuelles portent sur ces caractéristiques structurelles et seront publiées dans les prochains articles.

Afin de limiter les études expérimentales, une analyse numérique d’accompagnement et une étude de paramètres plus large sont proposées pour les optimisations de connexion. Cela doit inclure les distributions de contraintes détaillées ainsi que l’étude de paramètres d’influence tels que l’accumulation de composites ainsi que la profondeur et la taille insérées de la connexion. L’ensemble de données recueillies dans le cadre de cette recherche, y compris les diagrammes force-déplacement et la compréhension de la progression des fissures et des mécanismes de rupture, contribuera à la validation des modèles numériques. Sur cette base, les connexions structurelles peuvent être conçues de manière fiable en fonction de leur application et adaptées pour une meilleure répartition de la charge. Les conceptions de connexion intégrées pour les panneaux composites verre-plastique-plastique légers peuvent permettre une conception en verre plus spectaculaire répondant à une transparence élevée avec une conception légère à l’avenir.

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Informations sur l’auteur

Auteurs et affiliations

Institute of Building Construction, Technische Universität Dresden, August-Bebel-Straße 30, 01219, Dresde, Allemagne

Julian Hänig et Bernhard Weller

Auteur correspondant

Correspondance avec Julian Hänig.

Déclarations éthiques

Conflit d’intérêts

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