Connexions intégrées pour le verre

Mar 25, 2023

Date : 19 octobre 2022

Auteurs : Julian Hänig & Bernhard Weller

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

La volonté des constructeurs et architectes d'un maximum de transparence et d'homogénéité des surfaces dans les façades vitrées et les structures vitrées s'étend aux applications intérieures tout verre comme les cloisons vitrées ou les portes tout verre. 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. De nouveaux panneaux composites verre-plastique présentent un poids propre considérablement réduit grâce à la composition d'un noyau intercalaire en polymère polyméthylméthacrylate (PMMA) et de couches de couverture en 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 épais en PMMA 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 composites verre-plastique ont été conçues et étudiées. Cet article présente une étude expérimentale sur différentes liaisons, telles que fixées mécaniquement et collées, testées sous sollicitation de traction. Sur la base d'analyses vidéo, les progressions de fissures et les mécanismes de rupture 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 en fonction du déplacement ainsi qu'une étude de la progression des fissures et des mécanismes de rupture pour l'évaluation finale. Les résultats de cette étude expérimentale élucident les caractéristiques structurelles des connexions intégrées dans les panneaux composites verre-plastique soumis à une charge de traction et représentent une base pour le développement continu de raccords d'application réels.

Motivation et état de l'art

Une transparence élevée et une conception économique due à la réduction de poids deviennent de plus en plus des caractéristiques recherchées dans les tendances de conception récentes. Les concepteurs et les ingénieurs se concentrent sur les façades en verre léger, 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 colliers. De plus, le trou de forage mécanique requis et la zone limitée pour la transmission des forces accentuent les concentrations de contraintes décisives qui se traduisent par des connexions relativement grandes et gênantes. Cela motive le développement 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 connexions adhésives sont apparues comme une alternative aux connexions mécaniques (Centelles et al. 2019). La liaison adhésive avec des adhésifs polymères structuraux 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 les acryliques, les époxydes et les polyuréthanes ont été étudiés pour des connexions ponctuelles de petite taille dans différents travaux (Dispersyn et al. 2014 ; Dispersyn et Belis 2016 ; Kothe et al. 2016 ; Tasche 2007 ; Van Lancker et al. 2016 ; Vogt 2009 ; Wünsch 2017).

Des silicones structuraux plus souples sont souvent utilisés pour les appuis linéaires des façades en VEC mais aussi de type relativement rigide et transparent pour les appuis ponctuels (Drass, 2020). Les connexions stratifiées 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 al. 2017). À l'inverse, le vieillissement artificiel et les changements de température influencent de manière significative les propriétés des polymères thermoplastiques étudiés. C'est pourquoi, pour la plupart des assemblages collés dans l'industrie du bâtiment, les autorités locales exigent encore des approbations coûteuses et complexes.

De même, les connexions laminées encastrées ont été étudiées dans plusieurs travaux (Bedon et Santarsiero 2018 ; Carvallo, 2014 ; Feirabend 2010 ; Neugebauer 2005 ; Puller 2012 ; Santarsiero et al. 2017, 2018 ; Volakos et al. 2021 ; Zangenberg et al. 2012) . La technique d'assemblage est connue sous le nom d'insert métallique qui est encapsulé entre un élément multicouche en verre par stratification 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 liaisons noyées présentent des capacités portantes relativement élevées. Les recherches sur les connexions encastrées peuvent être séparées en configurations d'inserts minces (Fig. 1a et b) et épais (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 dans du verre feuilleté est applicable et a déjà été réalisée avec succès dans des projets réels (O'Callaghan 2007, 2012 ; Schieber et al. 2021 ; Torres et al. 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 faces doivent être laminées entre deux couches de verre. Les premières investigations dans (Volakos et al. 2021) avec une résine de coulée à base de polyuréthane ont été réalisées avec une épaisseur de couche intermédiaire de 6 mm. Les résines de coulée permettent une intégration d'insert plus épaisse par rapport aux films intercouches conventionnels (Volakos et al. 2021). Les connexions encastrées épaisses 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 en composite verre-plastique

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

La combinaison d'un noyau intercalaire léger en PMMA et d'un verre fin présente des performances structurelles élevées avec 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 intermédiaire allant jusqu'à 20 mm et tous les types de couches de couverture en verre pouvant être découpées, de préférence du verre fin de 0,5 à 3 mm d'épaisseur (Neeb 2017). Une résistance plus élevée du panneau peut être obtenue en appliquant du verre renforcé chimiquement (CSG) au lieu du verre recuit (ANG) comme couches de couverture.

Le noyau intercalaire en PMMA est plus résistant aux chocs et moins sensible à la concentration de contraintes par rapport au verre. De plus, le PMMA permet le 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 à l'âme de l'intercalaire en PMMA ductile. Le joint peut être conçu soit par une connexion mécanique soit par une connexion adhésive (Fig. 3b).

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

Comme les propriétés des matériaux thermoplastiques (PMMA et adhésif polymère) changent avec la température (ramollissement à température croissante), le comportement de portance est par conséquent influencé. De plus, la construction 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 telles connexions structurelles afin de développer un matériel de connexion discret pour des applications pratiques.

Objectif et marche à suivre

Initialement, Sect. 2 propose les conceptions de connexion intégrées pour les panneaux composites verre-plastique et l'assemblage d'échantillons. Ensuite, la méthode d'essai expérimentale (Sect. 3) étudie le comportement de charge de traction quasi-statique de nouvelles connexions intégrées dans des panneaux composites verre-plastique. En premier lieu, l'application est destinée aux systèmes intérieurs tout en verre, où une transparence élevée rencontre une conception de connexion élégante et discrète. Trois types de connexion adhésive différents et un type de connexion 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.

En fonction de ces paramètres, les types de connexion ont été réduits au cours de l'étude expérimentale. Dans les essais de traction quasi-statique, le comportement de portance mécanique est évalué dans des diagrammes force-flèche (chapitre 4). Cela comprend l'examen de la résistance à la rupture initiale et de la capacité maximale en tant qu'indicateur de la ductilité de la connexion. Pour décrire la progression de la fissure et les mécanismes de défaillance spécifiques, les enregistrements vidéo pendant les tests ont été analysés en détail. La large gamme de séries d'essais à différentes températures et dans des assemblages différents identifie les paramètres influençant le comportement de charge caractéristique des différents types de connexion. Les résultats ont permis des discussions comparatives (Sect. 5) sur les performances des types de connexion sous chargement de traction.

Les nouvelles connexions de bord s'engagent avec le noyau de la couche intermédiaire 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 lié à l'âme de l'intercalaire en PMMA du panneau composite verre-plastique. Dans la 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 obstruction optique minimale, la taille de la connexion a été limitée à 45 mm de longueur. La distance minimale 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 attaches M4 pour une connexion fixe par moment de rotation. Des profils de filetage 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 échantillons a été réalisé en reliant le bloc en acier inoxydable au panneau composite verre-plastique avec deux attaches 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 fin. Le serrage des fixations M4 avec un petit couple de seulement 0,3 Nm permet de sécuriser les composants sans abîmer les filetages dans le PMMA ni induire de précontraintes importantes.

Connexion adhésive

Les connexions adhésives sont constituées 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 à l'intérieur du noyau en PMMA du composite verre-plastique. Les composites verre-plastique sont fraisés mécaniquement CNC avec un profil de 3 mm de largeur et 10 mm de profondeur. Des tarauds d'alignement disposés latéralement d'un diamètre de 3 mm permettent le centrage de la languette d'insertion dans l'âme de l'intercalaire PMMA. Le joint adhésif a été conçu avec une largeur d'espace de 0,5 mm pour les côtés et de 1 mm au fond entre les substrats.

Cela permet l'applicabilité d'une large gamme d'adhésifs structuraux et offre plus de flexibilité sur la face inférieure de l'insert que sur les faces latérales. Ceci est censé fournir 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 zone inférieure (2 mm x 43 mm = 86 mm2) soumise à une traction . Les coins chanfreinés et arrondis sur la face inférieure de l'insert en acier inoxydable réduisent les concentrations de contraintes et garantissent une fermeture par adhésif. Après le fraisage du joint en PMMA, tous les composants ont été soigneusement nettoyés avec de l'isopropanol et après évaporation complète remplis avec la quantité requise d'adhésif. Ensuite, l'insert en acier inoxydable a été positionné dans le profil fraisé avec l'entretoise de contact intermédiaire personnalisée en POM, maintenu en place puis durci.

Une étude préliminaire de 14 différents adhésifs structuraux transparents 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, un aspect optiquement clair était un paramètre initial crucial pour évaluer le succès de l'adhésif. D'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 finaux. Cela comprenait trois adhésifs différents pour les investigations : la résine époxy à deux composants Huntsman Araldite® 2020 (Huntsman Advanced Materials GmbH 2012), l'acrylate à durcissement UV DELO® Photobond® GB368 (DELO Industrial Adhesives 2019) et le polyuréthane à deux composants technicoll® 9430-1 (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 selon (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 à haute résistance, un acrylate moyennement rigide à résistance moyenne et un polyuréthane plus flexible avec une résistance plus faible mais un allongement à la rupture élevé.

Tableau 1 Propriétés adhésives selon (DELO Industrial Adhesives 2019 ; Huntsman Advanced Materials GmbH 2012 ; Ruderer Klebertechnik GmbH 2018 ; Wünsch 2017 ; Wurm 2007) et mémoire de maîtrise non publié de l'Institut de construction de bâtiments, Université technique de Dresde -Tableau pleine grandeur

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

L'adhésif polyuréthane technicoll® 9430-1 a été étudié dans (Kothe et al. 2021) pour l'application dans les joints adhésifs de panneaux composites en verre minces avec des âmes en polymère imprimées en 3D. Il s'est avéré être un adhésif approprié pour le collage du verre au polymère dans une épaisseur de couche de 1 mm. Les joints ont pu être créés sans bulles, hautement transparents et sans jaunissement après vieillissement artificiel (tests de rayonnement UV et tests de température élevée). Les propriétés présentées dans les études publiées confirment que les adhésifs sélectionnés sont généralement adaptés à l'application proposée. Néanmoins, étant donné que le matériau d'assemblage est du PMMA au lieu du verre et que le transfert de charge est différent, une étude du nouveau type de connexion intégrée est essentielle pour l'évaluation.

Éprouvettes et approche de l'étude

L'approche de l'étude (tableau 2) a été conçue pour caractériser le comportement porteur en traction et identifier une variante de connexion optimale. Par conséquent, la sélection des types de connexion est réduite en fonction de leurs performances lors de l'étude expérimentale. Ceci est discuté dans la Sec. 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 composite sur le nombre réduit de types de connexion.

Tableau 2 Série d'essais -Tableau pleine grandeur

L'accumulation de référence était constituée de couches de couverture en verre recuit (ANG) de 1 mm et d'un noyau intercalaire en PMMA de 6 mm. Les bords ont été découpés au jet d'eau sans traitement supplémentaire des bords. Les éprouvettes ont été testées à + 23, + 40 et + 60 °C pour évaluer les effets de la température jusqu'à la limite supérieure des températures pertinentes pour l'industrie du bâtiment selon (EN 16613, 2020) les effets de la 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 composite en testant des éprouvettes avec une épaisseur de noyau intercalaire en PMMA accrue 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 couverture en verre renforcé chimiquement (CSG) avec un bord chanfreiné (1 mm) et poli. Au total, un ensemble de 14 séries d'essais avec cinq éprouvettes chacune ont été examinées sous une charge de traction jusqu'à la rupture ultime.

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

Tous les spécimens d'essai ont été fabriqués selon les spécifications fournies dans la 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, découpées à la taille par découpe au jet d'eau à partir de panneaux composites homogènes de 2 m × 1 m et les bords traités par une rectifieuse de bords pour le verre. Les pièces en acier inoxydable et les entretoises en POM ont été fabriquées mécaniquement avec une grande précision par fraisage CNC.

De l'air a été emprisonné 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 petites ont été observées, principalement en haut des faces latérales et en bas, sur presque toutes les éprouvettes de test de connexion adhésive après durcissement (Fig. 6). Une répétition des tests avec un banc d'application automatisé 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'insert des éprouvettes d'adhésif (Fig. 7). Dans une étude de fraisage CNC sur les paramètres de vitesse de coupe, diamètre de l'outil, vitesse d'avance et vitesse de rotation, les dommages ont pu être minimisés. Cependant, des dommages d'écaillage étaient toujours présents dans tous les spécimens pour les connexions adhésives. La plus grande distance au verre dans les spécimens plus épais a entraîné une réduction de l'intensité de l'écaillage. L'emplacement précis ou la cause des dommages reste incertain; cependant, le broyage réussi avec des spécimens précédents en composite verre-plastique fait allusion à une cause matérielle.

Configuration d'essai de traction

La figure 8a illustre le banc d'essai de traction utilisé pour les expériences. Chaque spécimen a été fixé pour un mouvement vertical à la plate-forme de fixation en acier personnalisée. La force a été introduite par une machine d'essai universelle (Instron UPM 5881) au niveau d'un filetage M6 centré en haut du bloc métallique de connexion. Deux joints d'alignement nivellent l'introduction de la force pour assurer une charge de traction pure au niveau de la connexion (Fig. 8b). Des tôles 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 de tester à différentes températures selon l'approche de l'étude.

Procédure de test

Tous les échantillons ont été préconditionnés pendant au moins 24 h au niveau de température de test individuel. La force induite était contrôlée en déplacement 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'éprouvette 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. Lors des essais, une caméra vidéo a enregistré le développement de la fissure dans l'éprouvette en représentation frontale. Les essais se sont soldés par une rupture ultime de la liaison par rupture de l'âme intercalaire PMMA de l'éprouvette ou rupture du joint de colle.

Évaluation des résultats

Chaque test a donné une valeur de force F et de déplacement u. Les diagrammes force-déplacement décrivent le comportement de charge de la série d'essais jusqu'à la rupture ultime 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 rupture de la connexion par une illustration schématique. Sur la base de la synchronisation avec le comportement force-déformation, les niveaux de charge associés ont été examinés. Il convient de mentionner que l'analyse vidéo a été effectuée manuellement et comporte 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 l'assemblage 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. Dans un premier temps, 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 connexion à + 23 °C. L'accent est mis sur les fissures observées pertinentes dans le verre mince, les modes de rupture adhésive et la rupture ultime de l'échantillon. Deuxièmement, le comportement de charge en fonction 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 séparés. Pour une meilleure comparaison, tous les diagrammes utilisent les mêmes échelles sur les axes x et y. Ensuite, 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 composite sur les performances structurelles portantes est évaluée en utilisant un noyau intercalaire plus épais et l'utilisation de couches de couverture en verre renforcées chimiquement.

Progression des fissures et mécanismes de rupture

Connexion de fixation mécanique

Le comportement de charge de la liaison mécanique est quasi linéaire (Fig. 9). La pente initiale de la courbe force-déplacement est attribuée au mouvement des joints d'alignement associé aux mouvements nécessaires pour engager complètement les filets de fixation avec le matériau PMMA. Des fissures initiales se sont développées avec la formation de petites fissures arrondies dans le verre mince au niveau des filets de la fixation à proximité du bloc extérieur en acier inoxydable n'ayant aucune influence sur le comportement portant (étape 1).

Après la rupture de l'étape 1, la formation de fissures se propage sur la longueur 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 portance linéaire ont été observés jusqu'à la rupture de stade 3 avec le développement de fissures arrondies, qui se propagent avec une force croissante à l'extrémité d'une vis. Cela génère une baisse intermédiaire de la force. L'échec ultime se produit par une rupture soudaine du composite verre-plastique commençant à l'extrémité du filetage, fendant l'échantillon.

La fracture initiale au stade 1 se produit en raison de la concentration accrue de contraintes dans les premiers filets engagés de la fixation (Fakhouri et al. 2014 ; Kloos et Thomala 2007). La formation de fissures ultérieure à l'étape 2 peut s'expliquer par le phénomène de transfert de force similaire dans les barres d'armature déformées pour des matériaux tels que le béton, où le roulement 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 fracture de stade 2. La rupture ultime peut être attribuée à des contraintes concentrées à l'extrémité des filets conduisant au développement de fissures de traction (étape 3), qui augmente vers la rupture ultime avec propagation de la fissure, jusqu'à la rupture du PMMA. Cependant, le fil est resté intact et n'a montré aucun signe de dommage jusqu'à l'échec final.

Connexion époxy adhésive

La connexion époxy adhésive a montré un comportement rigide jusqu'à la rupture fragile (Fig. 10). En raison de son module d'Young élevé (Eepoxy = 2312 N/mm²), le PMMA et l'époxy ont une rigidité similaire (EPMMA = 2337 N/mm²). Il en résulte une fissuration du verre perpendiculaire à la charge de traction, car l'insert se comporte comme entièrement noyé dans un matériau uniforme. Les fissures préliminaires de l'étape 1 étaient typiquement localisées dans les couches minces de verre, aux extrémités des inserts. Des fissures se sont accumulées à un endroit similaire lorsque la languette de l'insert 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 ultérieures identifiées à l'étape 3 proviennent du pontage et de la propagation de fissures antérieures. Cela a été suivi de près par une fracture 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 dégagée de la section composite verre-plastique le long de la ligne de fracture, mais elle n'a pas été amovible en raison du pontage des fissures dans le verre ou de fissures incomplètes à travers le PMMA. La partie du joint composite verre-plastique et adhésif au-dessus de la ligne de fissure de rupture est restée pratiquement intacte et adhère toujours fermement à l'insert en acier inoxydable.

L'emplacement de la défaillance adhésive est visualisé par la région ombrée en rouge sur la figure 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 à la rupture, alors que des modes de rupture d'adhérence aux faces ont été observés à l'interface époxy-PMMA. Cela a permis de libérer la languette de l'insert du composite verre-plastique lors de la rupture ultime. De plus, une rupture cohésive partielle a été observée le long de la ligne de fissure inférieure par arrachement partiel de l'insert en acier inoxydable.

Connexion adhésive acrylate

La connexion adhésive avec le joint d'acrylate a présenté un comportement linéaire jusqu'au point de rupture ultime (Fig. 11). Des fissures initiales (étape 1) des échantillons d'acrylate ont été observées dans le verre mince le long de la ligne inférieure perpendiculaire à la charge. Au stade 2, les fissures étaient situées sur les bords des inserts et ne dépassaient pas le périmètre du joint adhésif. Stries développées à l'étape 3 sur les faces adhésives de l'insert indiquant une perte d'adhérence sur les interfaces en PMMA et en acier inoxydable. Peu de temps après l'étape 3, l'adhésif s'est soudainement rompu en mode de rupture cohésive. L'éprouvette reste en grande partie intacte.

La rupture de l'adhésif est apparue dans tous les spécimens sur au moins une des faces de l'insert. À 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 d'une défaillance ultime. L'insert collait toujours au composite verre-plastique après le test. Les mécanismes de rupture observés indiquent une rupture ultime du joint causée par le manque de résistance de l'acrylate.

Connexion PU adhésive

Le comportement à la traction de la connexion adhésive PU dénote 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). Une fissuration ultérieure du verre mince le long du côté inférieur de l'insert (étape 2) perpendiculaire à la force a été observée. L'étape 3 a suivi peu de temps après une rupture cohésive de l'adhésif à la ligne de démarcation créée par la zone d'adhésif encore en contact avec les parois en PMMA. La rupture cohésive n'a pas conduit instantanément à une rupture ultime en raison des faibles niveaux de force. Au lieu de cela, l'échec 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 dans la courbe force-déplacement a capturé le glissement progressif de l'insert hors de la cavité en PMMA et n'était pas d'une importance significative car la connexion était considérée comme ayant atteint la rupture ultime au sommet de la courbe force-déplacement. Dans l'ensemble, la faible rigidité de l'adhésif et la rupture précoce de l'adhésif ont entraîné une fracture minimale de l'échantillon de composite verre-plastique pendant les essais.

Comportement de charge dépendant de la température

Les diagrammes force-déplacement unifiés (Fig. 13a–d) de la série d'essais caractérisent et comparent le comportement de charge des types de connexion étudiés à différentes températures. Les forces des connexions et les statistiques correspondantes sont discutées dans la Sect. 4.3.

Connexion de fixation mécanique

Les séries d'essais de la connexion par fixation mécanique à + 23, + 40 et + 60 °C représentent un comportement porteur linéaire (Fig. 13a). Les spécimens individuels n'ont montré que des développements de fissures 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 rupture ultime. Le niveau de force ultime caractérise la rupture finale et la capacité de charge maximale de l'âme de l'intercalaire en PMMA.

Connexion époxy adhésive

La connexion époxy adhésive a présenté un comportement linéaire jusqu'à rupture brutale (Fig. 13b). À + 40 et + 60 °C, une dispersion croissante entre les tests individuels a été observée. Les échantillons ont développé des fissures importantes sur les bords conduisant à une perte partielle 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 l'âme de l'intercalaire en PMMA à des niveaux de charge inférieurs.

Connexion adhésive acrylate

Une dépendance significative à la température de la connexion adhésive acrylate peut être observée dans les diagrammes force-déviation (Fig. 13c). L'adhésif se ramollit déjà à + 40 °C en raison d'une température de transition vitreuse relativement basse (9–46 °C). Cela conduit à des déplacements accrus jusqu'à la rupture ultime. Des modes de rupture adhésive ont été détectés entre l'acrylate et l'inox au fond de l'insert et entre l'acrylate et le PMMA sur les faces latérales (Fig. 15). A + 60 °C, on observe un transfert de force limité. Cela est dû à la plastification 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 Sect. 4.1.

Connexion PU adhésive

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

Comparaison de force

Les résultats évalués de la première série de tests (Fig. 16) permettent une comparaison de la force 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-fracture (marquées par des 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 un concept de conception à sécurité intégrée pour des applications pratiques. Les statistiques complètes des séries de tests individuelles sont résumées dans le tableau 3.

Tableau 3 Résultats de résistance des types de connexion à partir d'essais de traction expérimentaux à différentes températures. (moyenne arithmétique x̅arithme ± variance σ2; changement (x̅−x̅ref)/x̅ref); réserve de charge post-fracture) -Tableau pleine grandeur

La résistance de la fixation reste dans le 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 de l'âme de l'intercalaire en PMMA à des températures allant jusqu'à + 60 °C. Parmi les connexions adhésives, la rigidité, la résistance et l'adhérence de l'adhésif étaient les principaux paramètres dictant la rupture et la résistance initiales. En général, plus la rigidité de l'adhésif 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 la connexion acrylate par les réductions de -66% pour la rupture initiale et -71% pour la capacité de charge maximale causée par les effets de la température. À + 23 °C, l'époxy rigide a montré une résistance à la rupture initiale inférieure (1,33 kN) à celle de l'acrylate plus flexible (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 qui sont décisives 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 d'une formation de rupture initiale plus précoce. La faible rigidité et la faible 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. Ainsi, des réserves de charge post-fracture 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 la connexion acrylate ont été quantifiées (tableau 3). La liaison adhésive PU n'offrait pas de réserves de charge notables après rupture dues à la déchirure de l'adhésif.

Influence de l'accumulation de composite

L'influence de la constitution du composite est représentée dans une comparaison de résistance similaire (Fig. 17 et Tableau 4).

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

La connexion par 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 mentionnées ci-dessus 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 acrylate adhésive présente des performances équivalentes à la construction plus fine (charge de rupture initiale -5 % et capacité de charge maximale + 9%). Les échecs initiaux pour les deux adhésifs correspondaient aux caractéristiques susmentionnées de l'accumulation plus mince. La résistance initiale accrue de la connexion époxy adhésive et la faible quantité de fissures dans l'éprouvette ont démontré une réduction des contraintes sur le verre. Cependant, l'échec final s'est produit principalement en raison de la perte d'adhérence (Fig. 18a). La connexion adhésive acrylate a échoué par rupture mixte adhésive et cohésive (Fig. 18b). Cela justifie l'augmentation limitée de la capacité de charge maximale pour les deux assemblages collés, car la capacité portante de l'assemblage devient déterminante.

Dans l'ensemble, la connexion de fixation mécanique a démontré des performances supérieures par rapport aux types de connexion adhésive, en ce qui concerne à la fois la charge de rupture initiale et 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 à 1ANG–6PMMA–1ANG) alors que la capacité maximale définie par la résistance du PMMA est restée égale. niveau (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 à fixation mécanique conduisant à une résistance élevée par rapport à la petite connexion et offrant une réserve de charge post-fracture remarquable. Cette évaluation quantifie l'influence de l'accumulation de verre et de l'utilisation de couches de couverture en verre renforcées chimiquement sur la résistance des connexions des panneaux composites verre-plastique.

Des différences substantielles de résistance à la charge 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 la connexion. Dans les éprouvettes minces (1ANG–6PMMA–1ANG), la rupture ultime s'est produite par rupture au niveau de l'insert alors que sur les éprouvettes épaisses (1ANG–10PMMA–1ANG), la rupture adhésive a été décisive. Ainsi, la connexion offre une réserve de charge post-fracture élevée de 2,54 kN (référence) et 2,45 kN (noyau intercalaire plus épais).

L'acrylate, en tant qu'adhésif moyennement rigide, a pu répartir uniformément les concentrations de contraintes, 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-fracture constante de 1,89 kN (référence) et 2,37 kN (noyau intercalaire plus épais). L'adhésif PU flexible s'est rompu tôt en déchirant et en retirant l'insert sans réserve de charge post-fracture. En conclusion, un degré particulier de module d'Young est requis pour montrer une rigidité de connexion suffisante mais également limiter les concentrations de contraintes dans les couches de couverture en verre. La force d'adhérence et l'adhérence ont spécifié les mécanismes de rupture ultimes (rupture adhésive et cohésive) du joint.

Une résistance élevée associée à une adhérence suffisante a provoqué une rupture soudaine finale de l'échantillon, tandis qu'à une résistance faible 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 rupture cohésive des articulations étaient prédominantes. Par conséquent, la force du joint adhésif a limité la capacité de charge maximale des connexions dans les accumulations avec un noyau intercalaire plus épais.

Différents agencements de connexion mécanique n'ont pas été évalués, tandis que la connexion de fixation proposée a montré un comportement de support de charge presque linéaire jusqu'à la rupture ultime. Le comportement est influencé dans une mesure limitée par les fines fissures précoces du verre jusqu'à la rupture ultime de l'âme de l'intercalaire en PMMA commençant à l'extrémité d'un fil. Par conséquent, la connexion offre une réserve de charge post-fracture élevée après la rupture initiale d'au moins 1,58 kN. De plus, seule une dépendance à la température insignifiante a été observée (Fig. 16 et Tableau 3). Cela correspond aux recherches sur le matériau central de la couche intermédiaire en PMMA (Hänig et Weller 2021). Une accumulation composite plus épaisse s'est avérée augmenter les performances de charge mais n'influe pas sur 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-fracture élevées satisfaisantes.

Au niveau de la fabrication ou plutôt du processus d'assemblage, les liaisons mécaniques présentent trois principaux avantages par rapport aux liaisons adhésives : premièrement, la fabrication d'éprouvettes ne nécessite que des filetages en PMMA plus faciles à exécuter et aucun défaut d'écaillage n'apparaît. Deuxièmement, le temps d'assemblage ne prend que quelques minutes par rapport aux temps de durcissement en heures voire plusieurs jours pour les liaisons adhésives à deux composants. Seul l'acrylate durcissant aux 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 la fixation suivie du type de connexion époxy tandis que l'acrylate et le PU ont montré un accord général plus élevé 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 variation de l'épaisseur du verre ainsi que les dommages de surface du 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 al. 2008). Différentes durées de charge influencent également la rigidité et la résistance des joints adhésifs viscoélastiques. Pour résoudre le problème d'écaillage, un changement de composition du matériau combiné à des améliorations de la polymérisation du noyau intercalaire ainsi que du revenu sont proposés. De plus, des pratiques d'assemblage plus cohérentes ou une fabrication automatisée devraient être étudiées pour diminuer son influence sur le processus de collage et améliorer la qualité optique.

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

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

Les caractéristiques de connexion adhésive sont dictées par la répartition des contraintes dans les couches de couverture en verre, qui est fortement influencée par la constitution du composite, la rigidité et la résistance de l'adhésif. Par conséquent, l'adhésif rigide (époxy) et l'adhésif moyennement rigide (acrylate) ont produit un équilibre de caractéristiques dans une résistance à la rupture initiale élevée et des capacités de transfert de force jusqu'à la rupture ultime. Ceci quantifie des réserves de charge post-fracture satisfaisantes. Cependant, le comportement du matériau dépendant de la température des adhésifs a influencé de manière significative les performances de connexion, ce qui a entraîné une faible capacité de charge au-dessus de la température de transition vitreuse des adhésifs. Ceci 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 sa faible rigidité adhésive. De plus, la force d'adhérence inférieure a conduit à 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.

Des caractéristiques de charge préférables, une résistance élevée et des réserves de charge post-fracture 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 un encombrement minimal ainsi qu'un assemblage simple et toujours réussi rendent la connexion la plus appropriée sous une charge de traction.

Les résultats obtenus représentent un premier jeu de données complet. Cependant, d'autres investigations sont indispensables 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 portant sous une charge de cisaillement ensuite ainsi que sous une flexion et une 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 en cours traitent de ces caractéristiques structurelles et seront publiées dans des articles à venir.

Afin de limiter les études expérimentales, une analyse numérique d'accompagnement et une étude paramétrique plus large sont proposées pour les optimisations de connexion. Cela doit inclure les distributions détaillées des contraintes ainsi que l'étude des paramètres d'influence tels que l'accumulation de composite ainsi que la profondeur insérée et la taille 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 des charges. Les conceptions de connexion intégrées pour les panneaux composites verre-plastique légers peuvent permettre une conception de verre plus spectaculaire alliant une transparence élevée à une conception légère à l'avenir.

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Informations sur l'auteur

Auteurs et affiliations

Institut de construction de bâtiments, Université technique de Dresde, August-Bebel-Strasse 30, 01219, Dresde, Allemagne

Julian Hänig & Bernhard Weller

auteur correspondant

Correspondance avec Julian Hänig.

Déclarations éthiques

Conflit d'intérêt

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