EP3445885B1

EP3445885B1 - Armature de rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, et rupteur de pont thermique la comportant

Info

Publication number: EP3445885B1
Application number: EP17717456.2A
Authority: EP
Inventors: Nicolas Meyer; Christophe Bourgin; Angélique GAUTHIER
Original assignee: Ugitech SA
Current assignee: Ugitech SA
Priority date: 2016-04-20
Filing date: 2017-04-19
Publication date: 2022-10-19
Anticipated expiration: 2037-04-19
Also published as: WO2017182531A1; FI3445885T3; EP3445885A1; PT3445885T; ES2933041T3; PL3445885T3

Description

La présente invention concerne les produits métalliques pour le bâtiment, et plus précisément l'utilisation de certains aciers inoxydables comme éléments d'armatures et pièces de liaison entre des éléments formant un bâtiment.
La réalisation de bâtiments à basse consommation énergétique impose la mise en œuvre de dispositifs limitant les pertes thermiques intégrés à la structure du bâtiment. On peut ainsi citer la règlementation thermique française RT2012 qui définit des limites de consommation d'énergie primaire des bâtiments. Elle préconise de traiter les ponts thermiques, c'est-à-dire les zones où la chaleur peut facilement passer d'un élément du bâtiment à un autre, en utilisant au niveau de ces ponts des connecteurs isolants appelés « rupteurs de ponts thermiques ». Ces rupteurs de ponts thermiques permettent de diviser par trois, voire davantage, le flux de déperdition de chaleur entre les éléments qu'ils relient. Un cas typique d'utilisation de tels rupteurs est la liaison entre un plancher et un mur qui est normalement recouvert par une couche d'isolant. Au niveau de la jonction mur-plancher, cette couche est interrompue, et la chaleur peut transiter par cette jonction sans être gênée autrement que par l'interface mur/plancher d'un élément à l'autre, d'où une déperdition sensible de chaleur à l'intérieur du bâtiment chauffé, ou inversement un apport de chaleur venant de l'extérieur dans un bâtiment initialement à température intérieure modérée.
Il est donc connu d'utiliser des rupteurs de ponts thermiques qui introduisent une couche d'isolant dans une zone qui en est normalement dépourvue, et qui comportent une armature métallique traversant cette couche d'isolant pour reprendre les efforts mécaniques au niveau de la connexion en cause.
Il faut que ces armatures de rupteurs de ponts thermiques présentent les propriétés suivantes :

Des propriétés mécaniques élevées, notamment la limite d'élasticité, de façon à assurer la cohésion de la structure du bâtiment, et la ductilité de façon à pouvoir faire résister le bâtiment à des sollicitations exceptionnelles comme un tremblement de terre ;
Une bonne tenue à la corrosion en milieu atmosphérique, en particulier à la corrosion sous contrainte ; en effet, la partie de l'armature qui traverse l'isolant n'est pas noyée dans le béton, et est donc susceptible d'être soumise à la corrosion atmosphérique ;
Une conductivité thermique la plus basse possible, pour limiter les déperditions énergétiques à travers l'armature ;
Un coût matière raisonnable.

De toute évidence, des aciers inoxydables seraient de bons candidats pour remplir les exigences liées à la résistance à la corrosion.
Le document, "Thermal Bridging Solutions: Minimizing Structural Steel's Impact on Building Envelope Energy Transfer", Jeralee Anderson et al, SEI / AISC Thermal Steel Bridging Task Committee Members, A Supplement to Modern Steel Construction, March 2012, propose ainsi de réaliser une armature de rupteur de pont thermique en acier inoxydable.
Classiquement, les aciers inoxydables ont une conductivité thermique λ de l'ordre de 15 W/(m.K), ce qui est très avantageux par rapport aux aciers au carbone revêtus, dont la conductivité thermique est de l'ordre de 45 W/(m.K). L'AISC (American Institute of Steel Construction) fait, par exemple, référence aux aciers inoxydables austénitiques classiques 304 et 316 dans son document « Thermal Bridging Solution » (mars 2012).
Il reste à savoir quels aciers inoxydables seraient spécifiquement à même de remplir au mieux l'ensemble des exigences précitées.
Du point de vue du coût matière, les aciers inoxydables dits « duplex » à faibles teneurs en élément d'alliage comme Ni et Mo (nuances dites « lean duplex ») sont des solutions a priori plus économiques et moins sujettes aux variations du coût des matières premières que les aciers inoxydables austénitiques, et ces nuances sont de plus en plus souvent utilisées.
Les nuances d'aciers inoxydables classiques les plus utilisées sont les nuances austénitiques 1.4301 (AISI 304), 1.4597 (UGI^®204Cu) et les nuances duplex 1.4362 et 1.4062.
On connait par ailleurs des documents WO 2015/1074802 A1 , WO 02/27056 A1 et WO 2014/055010 A1 des aciers inoxydables austéno-ferritiques, notamment pour matériaux de construction ou pour des câbles électriques.
Cependant, les règlementations thermiques régissant la construction des bâtiments imposent des coefficients linéiques ψ aux jonctions de plus en plus bas. Ainsi, la règlementation française RT 2012 impose un ψ de moins de 0,60 W/(m.K), et la future règlementation RT 2020 abaissera probablement ψ à moins de 0,22 W/(m.K). Ainsi, les fabricants doivent et devront s'efforcer de rendre leurs rupteurs de ponts thermiques encore plus isolants, ce qui pourrait se faire en diminuant la section des armatures et/ou en utilisant des matériaux encore plus faiblement conducteurs de la chaleur que ceux que l'on vient de citer, et qui auraient une conductivité thermique λ inférieure à 15 W/(m.K).
Mais ces solutions présentent deux difficultés, si on s'en tient à l'état de l'art le plus évident. D'une part, une réduction de la section des armatures rend celles-ci moins performantes mécaniquement, et il y a un risque que cette solution ne soit pas utilisable pour que le rupteur puisse remplir toutes ses fonctions liées à la structure du bâtiment. D'autre part, les nuances connues pour avoir une conductivité thermique de moins de 14 W/(m.K) sont des nuances austénitiques très alliées, donc très coûteuses, et auraient un coût prohibitif pour ce type d'utilisation.
Le but de l'invention est de proposer des rupteurs de ponts thermiques dont le matériau constitutif de l'armature métallique réponde au mieux aux différents impératifs qui ont été cités. Le matériau de l'armature devrait avoir :

Une conductivité thermique λ de au plus 13,5 W/(m.K), de préférence au plus de 13,0 W/(m.K), mieux au plus de 12,5 W/(m.K) ;
Des propriétés mécaniques correspondant à celles requises pour cette application, à savoir notamment une limite élastique Rp_0,2 d'au moins 600 Mpa, mieux d'au moins 700 MPa, et un allongement total plastique sous charge maximale Agt d'au moins 5% après une mise en forme à froid ; on rappelle que Agt, auquel il est courant de se référer dans l'industrie du bâtiment, est la somme de l'allongement élastique et de l'allongement plastique à la charge d'essai maximale ;
Une bonne aptitude à la mise en forme à chaud et à froid ;
Un coût matière comparable à celui d'une nuance « lean duplex » 1.4362, voire inférieur.

A cet effet, l'invention a pour objet une armature de rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, caractérisée en ce qu'elle est réalisée en un acier inoxydable austénitique ou austéno-ferritique dont la composition, en % pondéraux, consiste en :

traces ≤ C ≤ 0,08% ; de préférence 0,01 ≤ C ≤ 0,04% ;
1,5% ≤ Si ≤ 4,0% ; de préférence 2,0% ≤ Si ≤ 3,0% ;
4,0% ≤ Mn ≤ 10,0% ;
traces ≤ Ni ≤ 7,0% ; de préférence traces ≤ Ni ≤ 5,0% ;
16,0% ≤ Cr ≤ 23,0% ;
traces ≤ Mo ≤ 2,0% ;
traces ≤ W ≤ 1,0% ;
traces ≤ Mo + W/2 ≤ 2,0% ;
traces ≤ Co ≤ 2,0%: de préférence traces ≤ Co ≤ 0,8%
traces ≤ Cu ≤ 3,0% ;
0,10% ≤ N ≤ 0,25% ;

La teneur en Cr de l'acier peut être comprise entre 16,0% et 20,0%.
La teneur en Cr de l'acier peut être comprise entre 20,0% et 23,0%
La teneur en Ni de l'acier peut être comprise entre 1,0% et 7,0%, de préférence entre 2,0% et 5,0%.
L'indice ferritique IF de l'acier calculé selon :
IF = 6,7 Cr + 5,7 Mo + 10,7 Si - 8,6 Ni - 2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C - 150 N - 42,7 peut être ≤ 20.
L'indice ferritique IF de l'acier calculé selon :
IF = 6,7 Cr + 5,7 Mo + 10,7 Si - 8,6 Ni - 2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C - 150 N - 42,7 peut être ≥ 40 et ≤ 70.
Parmi lesdits autres éléments d'alliage peut figurer l'un au moins parmi Al, Ti, Nb, V, Ca et B, Al, Ti, Nb et V peuvent être chacun présents à raison d'au plus 0,5% et Ca et B peuvent être chacun présents à raison d'au plus 0,05%.
La limite d'élasticité Rp0,2 peut être supérieure ou égale à 600 MPa avec un allongement total sous charge maximale Agt supérieur ou égal à 5%.
L'armature de rupteur de pont thermique peut être obtenue à partir d'une barre, d'un fil ou d'une tôle
L'invention a également pour objet un rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, comportant une armature et une couche d'isolant traversée par ladite armature, caractérisée en ce que ladite armature est réalisée comme il a été dit précédemment.
Comme on l'aura compris, l'invention repose sur l'utilisation, pour fabriquer une armature métallique de rupteur de pont thermique entre deux éléments d'un bâtiment (paroi et plancher, par exemple), d'une nuance d'acier inoxydable de structure austénitique ou austéno-ferritique dont la composition chimique n'est pas à proprement parler nouvelle, en ce que des aciers qui pourraient parfois y être conformes avaient déjà été utilisés dans le passé (voir les documents US-A-4 814 140 et WO94/04714 par exemple), mais dont le caractère adapté à cet usage, dans la gamme de compositions précise de l'invention, n'avait jamais été reconnu.
L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui suit, donnée en référence aux figures annexées suivantes :

La figure 1 qui montre schématiquement en coupe longitudinale une zone de raccordement entre une façade et un plancher d'un bâtiment, dans laquelle, classiquement, on n'a pas placé de dispositif de rupture du pont thermique ;
La figure 2, qui montre schématiquement en coupe longitudinale une zone de raccordement entre une façade et un plancher d'un bâtiment, dans laquelle on a placé un dispositif de rupture du pont thermique qui peut être réalisé selon l'invention ;
La figure 3 qui montre la corrélation entre l'indice IF calculé traduisant la fraction de ferrite présente à 1100°C de l'invention et la fraction de ferrite effectivement mesurée par sigmamétrie ;
La figure 4 qui montre la corrélation entre l'indice IC calculé traduisant la conductivité thermique de l'acier et la conductivité thermique λ effectivement mesurée à température ambiante par la méthode dite « hot disk » (disque chaud) qui utilise la technique de la source plane transitoire ;
Les figures 5 et 6 qui montrent, sur des coulées de laboratoire, la ductilité à chaud à 1200°C (figure 5) et 1100°C (figure 6) des aciers testés, traduite par leur striction en %, en fonction de leur indice ferritique IF.

Les figures 1 et 2 rappellent, schématiquement, quel est le problème que l'invention entend résoudre.
La figure 1 représente une zone de raccordement entre une façade 1 et un plancher 2 d'un bâtiment de conception classique, dont on n'a pas cherché à optimiser les performances en termes d'isolation thermique entre le milieu extérieur 3 et l'intérieur du bâtiment 4. Le côté intérieur de la façade 1 est, certes, pourvu d'un revêtement isolant 5. Mais celui-ci s'interrompt au niveau de la jonction entre la façade 1 et le plancher 2, de sorte que ces deux éléments sont en contact direct et que la chaleur peut passer de l'intérieur à l'extérieur du bâtiment (ou inversement) en traversant cette zone de contact (ce qu'illustrent les flèches de la figure 1). Les matériaux de construction classiques imposent un coefficient linéique de déperdition ψ à cette jonction qui est de l'ordre de 1 W/(m.K).
La figure 2 représente schématiquement le même bâtiment équipé d'un rupteur de pont thermique au niveau de la jonction façade 1-plancher 2. Ce rupteur comporte, de façon connue, une couche isolante 6 entre la façade et le plancher qui remplace le contact direct habituel entre ces deux parties, et une armature métallique 7 qui relie la façade 1 et le plancher 2 en traversant la couche isolante 6. De cette façon, le coefficient ψ est abaissé, et la reprise des efforts par l'armature 7 assure les fonctions mécaniques que l'isolant 6 seul ne pourrait remplir. C'est cette armature 7 que l'invention vise à améliorer par rapport aux dispositifs connus, en lui conférant des propriétés mécaniques et, surtout, thermiques particulièrement favorables, sans qu'il soit nécessaire de modifier la configuration de l'armature. Cette optimisation est réalisée par le choix d'une nuance d'acier inoxydable particulière dont rien n'indiquait à première vue qu'elle aurait pu convenir à cet effet.
Les limites fixées pour les teneurs des divers éléments présents, à titre obligatoire, facultatif ou subi, sont justifiées comme suit. Toutes les teneurs sont données en % pondéraux.
La teneur en C est comprise entre des traces et 0,08%, mieux entre 0,01% et 0,04%. Une teneur plus importante augmenterait les risques de sensibilisation de l'alliage à la corrosion intergranulaire. Une teneur en C inférieure à 0,01 est difficile et coûteuse à obtenir industriellement.
La teneur en Si est comprise entre 1,5 et 4,0%, de préférence entre 2,0 et 3,0%. Si est un élément alphagène (favorisant la stabilité de la ferrite), et est acceptable dans la mesure où il n'est pas présent en trop grande quantité pour rompre l'équilibre désiré entre austénite et ferrite. En mettre plus de 4,0% dégraderait trop la ténacité de l'acier, et il est préférable, de ce point de vue, de ne pas dépasser une teneur de 3,0%.
C'est pour le réglage de la conductivité thermique que Si présente un intérêt particulier. Les essais qui seront présentés plus loin montrent qu'une teneur en Si dans la gamme prescrite, et plus particulièrement entre 2,0 et 3,0%, permet d'abaisser la conductivité thermique de l'acier de l'invention jusqu'à 12 à 13,5 W/(m.K) environ, alors que les aciers habituellement employés pour réaliser les armatures des jonctions de ponts thermiques ont des conductivités thermiques supérieures à 14 W/(m.K), souvent de l'ordre de 15 W/(m.K) ou davantage. Au-delà de 3,0% de Si, on commence cependant à observer une diminution de la ténacité de l'acier, qui devient inadéquate au-delà de 4,0% de Si.
La teneur en Mn est comprise entre 4,0 et 10,0%. On ajoute une proportion importante de cet élément bon marché qui stabilise l'austénite et peut, avantageusement du point de vue financier, se substituer partiellement ou totalement à Ni pour cette fonction. De plus, Mn accroît la solubilité de N dans l'acier liquide, et comme on verra que des quantités relativement importantes de N sont nécessaires dans l'invention, l'élaboration de l'acier est facilitée par la présence importante de Mn.
La teneur en Ni est comprise entre des traces et 7,0%, de préférence entre des traces et 5,0%. Ni est l'élément gammagène typiquement utilisé dans la fabrication des aciers inoxydables austénitiques, et sa teneur permet de régler l'équilibrage des phases austénitique et ferritique pour l'obtention des propriétés mécaniques désirées. Cependant, Ni est un élément de toute façon coûteux, et dont le cours est susceptible de fluctuer dans de larges proportions. Pour obtenir un acier à prix de revient limité et relativement prévisible, ce qui est un des objectifs de l'invention, il faut donc ne pas dépasser les valeurs précitées pour la teneur en Ni. En fait, Ni peut même n'être présent que sous forme de traces, c'est-à-dire à une teneur basse ou très basse qui ne résulte que de la fusion des matières premières et pas d'un ajout volontaire. Son rôle gammagène habituel est alors assumé entièrement par le manganèse, le carbone, l'azote et éventuellement le cuivre.
Cependant, comme on le verra, Ni est un élément qui tend fortement à réduire la conductivité thermique de l'acier. De ce point de vue, on peut trouver un avantage important à en ajouter une quantité significative et, donc, à ne pas le remplacer intégralement par Mn. Il est cependant difficile de fixer une quantité optimale de Ni dans la nuance utilisée selon l'invention, comme cet optimum va dépendre notamment de facteurs financiers, susceptibles de fortement varier selon le cours du Ni. Un équilibre sera à trouver par l'homme du métier au moment de la fabrication de l'acier, entre les considérations purement techniques et les considérations financières. On considère, de façon générale, que du point de vue métallurgique et thermique la teneur en Ni est de préférence d'au moins 1,0%, mieux d'au moins 2,0%. En conséquence, les gammes particulièrement préférentielles de la teneur en Ni sont de 1,0 à 7%, mieux de 2,0 à 5,0%.
La teneur en Cr est comprise entre 16,0 et 23,0%. Comme il est bien connu, il confère à l'acier son caractère inoxydable dès 11%. Le Cr a aussi l'avantage d'abaisser un peu la conductivité thermique de l'acier, et une teneur minimale de 16,0% est requise selon l'invention pour bien combiner ces deux effets. Une teneur inférieure ou égale à 20,0% permet de maintenir l'équilibre des phases souhaité sans procéder à un ajout trop élevé de Ni, Mn et autres éléments gammagènes. Une teneur de 20,0% à 23,0% permet d'augmenter sensiblement la résistance à la corrosion et peut être imposée, éventuellement en compensant l'effet de l'accroissement de la teneur en Cr sur les propriétés mécaniques par un ajustement des teneurs en Mn, Ni et N que des expériences de routine permettent de réaliser. Une teneur en Cr supérieure à 23,0% augmente inutilement le coût de l'acier et risquerait de trop dégrader certaines propriétés mécaniques.
Autrement dit, au-dessus de 20,0% on privilégie la tenue à la corrosion de la nuance. En dessous de 20,0% on privilégie le caractère économique de la nuance.
La teneur en Mo est comprise entre des traces résultant de l'élaboration et 2,0%. Cet élément n'est pas indispensable, mais il contribue à améliorer la tenue à la corrosion. Ses possibles inconvénients sont son caractère alphagène qui risque de s'opposer à l'obtention de l'équilibre austénite-ferrite désiré, notamment sur les nuances austéno-ferritiques, et le fait qu'il favorise l'apparition de phases intermétalliques fragilisantes. De plus son coût est élevé, ce qui va à l'encontre de l'un des buts de l'invention.
Pour l'amélioration de la résistance à la corrosion, le Mo peut être partiellement ou totalement substitué par du W. Un ratio de substitution de W/Mo de 2 est généralement acceptable. En conséquence, on considère aussi que d'une part, la teneur en W ne doit pas dépasser 1,0%, et d'autre part que la somme Mo + W/2 ne doit pas dépasser 2,0%. Une teneur en Mo de 2,0% correspondrait à un cas où W ne serait pas ajouté volontairement et où la possible présence de traces de W ne résulterait que de la fusion des matières premières. Une teneur en W de 1,0% correspondrait à un cas où Mo ne serait pas ajouté volontairement et où la possible présence de traces de Mo ne résulterait que de la fusion des matières premières.
La teneur en Cu est comprise entre des traces résultant de la seule fusion des matières premières et 3,0%. Un ajout de Cu dans les proportions citées a pour avantages de diminuer légèrement la conductivité thermique et d'améliorer la ductilité. Mais il ne faut pas dépasser un ajout de 3,0%, car au-delà, l'effet fragilisant du Cu poserait des problèmes lors de la mise en forme à chaud, et de plus augmenterait inutilement le coût de l'acier.
La teneur en Co est comprise entre des traces résultant de la seule fusion de matières premières trés pures et 2,0%. En fonction de la pureté des matières premières, notamment du ferronickel, la teneur en Co résiduel peut atteindre 0,8%. On préfère ne pas ajouter de Co volontairement, comme cet élément coûteux n'a pas d'effet métallurgique marqué dans les aciers inoxydables en-dessous de 2%, donc pour des teneurs qui augmenteraient considérablement le coût de l'acier. 0,8% est donc la teneur préférentielle maximale en Co.
La teneur en N est comprise entre 0,10% (1000 ppm) et 0,30% (3000 ppm). Cet élément est important pour assurer la résistance à la corrosion nécessaire dans l'application visée par l'invention, et si sa teneur qui résulterait simplement de l'absorption d'azote atmosphérique lors de l'élaboration n'est pas assez élevée, il faut en ajouter, par exemple en insufflant de l'azote gazeux dans le métal liquide ou en utilisant des ferroalliages significativement nitrurés (notamment du ferromanganèse nitruré qui contient plusieurs % de N). N stabilise la phase austénitique et permet de régler l'équilibrage des diverses phases en présence. Il a également un effet durcissant intéressant pour l'atteinte des propriétés mécaniques élevées recherchées. Mais au-delà de 0,30%, il peut poser des problèmes lors de l'élaboration, de la coulée et du laminage à chaud (formation de nitrures en cas de présence d'éléments d'alliage comme Al et surtout Ti, et de soufflures lors de la solidification).
D'autres éléments d'alliage supplémentaires peuvent être présents suite à un ajout volontaire, parmi lesquels on peut citer, de façon non exhaustive : Ti, Nb et V pour améliorer la soudabilité, Al et Ca comme désoxydants et/ou éléments de contrôle du nombre et de la composition des inclusions non-métalliques, ainsi que B qui améliore la forgeabilité. Mais les teneurs individuelles de ces éléments d'alliage supplémentaires ne doivent pas dépasser 0,5%, notamment pour Al, Ti, Nb et V, et plus particulièrement ne doivent pas dépasser 0,05% pour Ca et B. Et la somme des teneurs en éléments d'alliage autres que C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, W, Cu, Co, N et des teneurs des impuretés résultant de l'élaboration (par exemple S, P...) ne dépasse pas 1,0%. Ces limites visent à ne pas risquer de perturber les équilibres que les teneurs des principaux éléments d'alliage, obligatoirement ou optionnellement présents dans des limites bien définies, permettent d'atteindre.
D'autres conditions liant les teneurs en éléments d'alliage sont à respecter, selon l'invention.
L'un des objectifs de l'invention, comme on l'a dit, est d'obtenir un élément d'armature de rupteur de pont thermique présentant une faible conductivité thermique. Celle-ci dépend de l'analyse chimique de l'acier, et de la structure cristallographique de la matrice.
La structure cristallographique de l'acier est aussi un facteur important dans l'aptitude de l'acier à être mis en forme à chaud, par forgeage ou autre. Les armatures de rupteurs thermiques pouvant avoir des formes relativement complexes pour des dimensions relativement réduites, cette aptitude à être mis en forme à chaud est un critère qui est souvent à considérer pour les aciers utilisés dans l'invention.
En fonction de l'équilibrage des principaux éléments d'alliage qui ont été définis plus haut, l'acier a une microstructure austénitique ou austéno-ferritique. L'indice ferritique IF permet d'estimer le pourcentage de ferrite à 1100°C dans l'acier, donc dans la zone de températures la plus fréquemment rencontrée lors des mises en forme à chaud, à partir de la composition de l'acier. Il est obtenu par la formule, où les teneurs des différents éléments sont exprimées en % : $IF = 6,7 Cr + 5,7 Mo + 10,7 Si - 8,6 Ni - 2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C - 150 N - 42,7$
Pour les nuances austénitiques, IF est, selon l'invention, de préférence ≤ 20 si on veut obtenir une bonne formabilité à chaud.
Pour les nuances austéno-ferritiques, IF est, selon l'invention, de préférence ≥ 40 si on veut obtenir une bonne formabilité à chaud.
On verra plus loin que la zone d'IF comprise entre 20 et 40 est plutôt à éviter si on veut obtenir une formabilité à chaud élevée, comme l'invention peut le nécessiter.
Par ailleurs, pour obtenir une résistance à la corrosion sous contrainte satisfaisante, il est préférable de choisir, plutôt qu'une nuance austénitique, une nuance austéno-ferritique qui se caractérise par un IF de 40 à 70 au maximum. Au-delà de cette limite, l'acier relèverait du domaine des aciers ferritiques, ce qui n'est pas désiré du point de vue des caractéristiques mécaniques.
La figure 3 montre la corrélation entre la fraction de ferrite à 1100°C mesurée par une méthode magnétique (dite sigmamétrie et telle que décrite dans la norme IEC 60404-14) et l'indice ferritique IF calculé par la formule précédente, pour les huit échantillons de laboratoire A à H et l'échantillon industriel I du tableau 3. On voit que cette corrélation est très satisfaisante.
Les conditions sur IF qui ont été cités plus haut ne sont, cependant, pas absolument impératives, notamment dans les cas où les transformations à chaud sont peu contraignantes. Elles sont néanmoins conseillées pour la plupart des configurations d'armatures de rupteurs que l'on peut désirer obtenir.
Il est intéressant de noter que les microstructures des aciers utilisés dans l'invention sont relativement peu dépendantes des conditions de traitement thermique et de refroidissement du métal lors de ses transformations. Cela laisse donc beaucoup de libertés aux métallurgistes pour concevoir le mode précis de fabrication des armatures de l'invention.
Concernant la conductivité thermique λ de l'acier, comme on l'a dit elle dépend de la composition chimique et de la structure cristallographique de la matrice.
Les inventeurs ont pu déterminer une formule donnant un indice de conductivité IC dépendant de la composition de l'acier, et aussi de sa microstructure puisqu'elle fait intervenir l'indice ferritique IF défini ci-dessus. Cette formule est (les teneurs des différents éléments sont exprimés en %) : $IC = 22,2 + 2,11 (1 - IF / 100) - 0,89 Si - 0,77 Ni - 0,44 Mn - 0,17 Cr - 0,16 Cu$
La figure 4 montre la bonne corrélation obtenue entre IC calculé par la formule ci-dessus et la conductivité thermique λ effectivement mesurée à 20°C par la méthode dite « hot disk » qui utilise la technique de la source plane transitoire, sur les treize échantillons des tableaux 1 et 2. Cette figure, et les tableaux sur lesquels elle se fonde, montrent aussi que la conductivité thermique diminue lorsque la quantité d'éléments d'alliage augmente, et que Si en premier lieu et Ni en second lieu sont les éléments les plus influents de ce point de vue. C'est ce que traduit la formule ci-dessus permettant de calculer IC. Selon l'invention, l'indice IC de l'acier utilisé doit être ≤ 13,5, de préférence ≤ 13,0, mieux ≤ 12,5.
Les propriétés mécaniques des aciers utilisés dans l'invention s'avèrent suffisantes pour l'application envisagée, notamment en raison de la teneur en N élevée et du pourcentage d'austénite qui est toujours d'au moins 40%. La teneur en N et le pourcentage d'austénite selon l'invention procurent la ductilité désirée à la fois pour la facilité des transformations à chaud et pour la capacité de l'armature à se déformer lors de sollicitations exceptionnelles telles qu'un tremblement de terre. Les meilleures ductilités sont obtenues pour des nuances austénitiques.
A titre d'exemple, on a élaboré des coulées de laboratoire selon l'invention, référencées A à H et des coulées de référence, dont les compositions figurent dans les tableaux 1 à 2 qui suivent, sous forme de lingots de 25 kg de section initiale 100mm x 100mm et qui ont été transformées à chaud par forgeage jusqu'à une épaisseur de 18 mm à partir de 1250°C, puis laminage à chaud jusqu'à une épaisseur de 6 mm à partir de 1250°C. Un traitement de mise en solution a été effectué à 1050°C, puis un fraisage pour adapter l'épaisseur, avant une transformation à froid jusqu'à une épaisseur de 3 mm. La microstructure, la forgeabilité, la conductivité thermique et d'autres propriétés mécaniques ont été caractérisées sur tous les échantillons.
On a aussi élaboré une coulée industrielle I selon l'invention de 40 t par fusion au four électrique, décarburation par le procédé AOD, coulée continue en blooms de 205 mm de côté et laminage à chaud en barres rondes de diamètre 115 mm, puis en fil machine de diamètre 10,5 mm environ. Le fil machine a été transformé à froid en fil cranté de 10 mm de diamètre, à un taux de réduction de 10 à 15%.
Dans le tableau regroupant les compositions des différents échantillons, les éléments non mentionnés ne sont présents qu'à l'état de traces. Les structures austénitiques sont désignées par A, les structures austéno-ferritiques sont désignées par AF.
L'échantillon G est un échantillon conforme à l'invention. En effet, sa composition fait que sa conductivité thermique λ répond aux exigences les plus larges fixées par les inventeurs : λ mesurée est de 13,3 W/(m.K), ce qui est très bien corrélé au IC calculé qui est de 13,4 (pour un maximum de 13,5 selon l'invention, qui constitue déjà un progrès significatif par rapport à l'art antérieur le plus courant pour bien assurer, de façon économique, le respect des normes énergétiques présentes et vraisemblablement à venir). Cet échantillon est pauvre en Cu et contient relativement peu de Ni et de Si, d'où sa conductivité thermique plus élevée que ce que les variantes optimales de l'invention permettent d'obtenir, même si les teneurs individuelles de chacun de ses éléments sont tout à fait conformes aux exigences correspondantes de l'invention. Il confirme que la composition de l'acier à utiliser pour mettre l'invention en œuvre doit impérativement être considérée dans son ensemble, comme un tout cohérent.
Par ailleurs, les échantillons A à I, conformes à l'invention, présentent des propriétés mécaniques qui ne sont pas inférieures à celles de l'acier de référence UGI^®204Cu, sauf pour le taux d'allongement Agt. Mais celui-ci demeure à des valeurs acceptables pour l'application envisagée, et plusieurs des échantillons ont même des résistances à la traction Rm et des limites d'élasticité Rp0,2 nettement supérieures à celles de l'acier de référence. On notera aussi que l'échantillon B a un Agt de 6%, donc de peu supérieur aux 5% que les inventeurs considèrent comme étant la valeur minimale à obtenir. Mais par ailleurs, cet échantillon B a une Rm et une Rp0,2 très élevées et un IC qui est le plus bas de ceux calculés. Cet acier peut donc constituer une solution très satisfaisante aux problèmes posés, au moins pour fabriquer des armatures de rupteurs thermiques dont les formes ne sont pas trop complexes.
Par ailleurs, les figures 5 et 6 montrent les résultats d'essais de forgeabilité, donc représentatifs de la ductilité à chaud, effectués à 1200°C (figure 5) et à 1100°C (figure 6) sur les échantillons de laboratoire A à G précités. On a mesuré leur taux de striction en fonction de leur indice ferritique IF.
Il ressort de ces figures que ces échantillons selon l'invention ont une ductilité qui n'est pas très favorable lorsque IF est compris entre 20 et 40%, donc correspond à un acier austéno-ferritique dont le caractère ferritique n'est pas encore très marqué. Ce « creux de ductilité » justifie donc que, selon des variantes préférées de l'invention, on conseille soit d'utiliser un acier franchement austénitique (à moins de 20% de ferrite, ce pourcentage étant calculé par l'indice IF dont on a vu qu'il rendait raisonnablement bien compte du pourcentage réel de ferrite, au moins pour les aciers utilisés), soit d'utiliser un acier austéno-ferritique contenant entre 40 et 70% de ferrite selon l'indice IF.
Comme on l'a vu, l'invention permet d'améliorer sensiblement les performances d'isolation thermique des rupteurs de ponts thermiques en acier inoxydable, et ceci sans devoir sacrifier les propriétés mécaniques des rupteurs en acier inoxydable habituels, au contraire. Certaines variantes de l'invention présentent une aptitude à la transformation à chaud particulièrement élevée, ce qui donne accès à des formes d'armatures de rupteurs de ponts thermiques qui n'étaient pas aisément envisageables jusqu'ici. Les constructeurs de bâtiments à faible consommation d'énergie ont donc, grâce à l'invention, la possibilité d'exploiter de nouvelles conceptions de rupteurs de ponts thermiques, qui pourraient être avantageuses.

Claims

Armature (7) de rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, caractérisée en ce qu'elle est réalisée en un acier inoxydable austénitique ou austéno-ferritique dont la composition, en % pondéraux, consiste en :
- traces ≤ C ≤ 0,08% ; de préférence 0,01 ≤ C ≤ 0,04% ;

- 1,5% ≤ Si ≤ 4,0% ; de préférence 2,0% ≤ Si ≤ 3,0% ;

- 4,0% ≤ Mn ≤ 10,0% ;

- traces ≤ Ni ≤ 7,0% ; de préférence traces ≤ Ni ≤ 5,0% ;

- 16,0% ≤ Cr ≤ 23,0% ;

- traces ≤ Mo ≤ 2,0% ;

- traces ≤ W ≤ 1,0% ;

- traces ≤ Mo + W/2 ≤ 2,0% ;

- traces ≤ Co ≤ 2,0%; de preference traces ≤ Co ≤ 0,8% ;

- traces ≤ Cu ≤ 3,0% ;

- 0,10% ≤ N ≤ 0,25% ;
le reste étant du fer, des éléments d'alliage autres que ceux précédemment mentionnés et des impuretés résultant de l'élaboration, le total de ces autres éléments d'alliages et des impuretés ne dépassant pas 1,0%, et aucun de ces autres éléments d'alliage n'étant présent individuellement à une teneur supérieure à 0,5%, et en ce que l'indice de conductivité thermique IC calculé selon :
IC = 22,2 + 2,11 (1 - IF/100) - 0,89 Si - 0,77 Ni - 0,44 Mn - 0,17 Cr - 0,16 Cu avec IF = 6,7 Cr + 5,7 Mo + 10,7 Si - 8,6 Ni - 2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C - 150 N - 42,7 est ≤ 13,5, de préférence ≤ 13,0, mieux ≤ 12,5.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon la revendication 1, caractérisée en ce que la teneur en Cr est comprise entre 16,0% et 20,0%.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon la revendication 1, caractérisée en ce que la teneur en Cr est comprise entre 20,0% et 23,0%.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisée en ce que la teneur en Ni de l'acier est comprise entre 1,0% et 7,0%, de préférence entre 2,0% et 5,0%.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisée en ce que l'indice ferritique IF de l'acier calculé selon :
IF = 6,7 Cr + 5,7 Mo + 10,7 Si - 8,6 Ni -2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C - 150 N - 42,7 est ≤ 20.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisée en ce que l'indice ferritique IF de l'acier calculé selon :
IF = 6,7 Cr + 5,7 Mo + 10,7 Si - 8,6 Ni - 2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C - 150 N - 42,7 est ≥ 40 et ≤ 70.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisée en ce que parmi lesdits autres éléments d'alliage figure l'un au moins parmi Al, Ti, Nb, V, Ca et B, en ce que Al, Ti, Nb et V peuvent être chacun présents à raison d'au plus 0,5% et en ce que Ca et B peuvent être chacun présents à raison d'au plus 0,05%.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisée en ce que la limite d'élasticité Rp0,2 est supérieure ou égale à 600 MPa ou mieux supérieure ou égale à 700 MPa avec un allongement total sous charge maximale Agt supérieur ou égal à 5%.
Armature (7) de rupteur de pont thermique selon l'une des revendications 1 à 8, caractérisée en ce qu'elle est obtenue à partir d'une barre, d'un fil ou d'une tôle
Rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, comportant une armature (7) et une couche d'isolant (6) traversée par ladite armature(7), caractérisée en ce que ladite armature (7) est réalisée selon l'une des revendications 1 à 9.