EP3445885A1 - Armature de rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, et rupteur de pont thermique la comportant - Google Patents

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

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EP3445885A1
EP3445885A1 EP17717456.2A EP17717456A EP3445885A1 EP 3445885 A1 EP3445885 A1 EP 3445885A1 EP 17717456 A EP17717456 A EP 17717456A EP 3445885 A1 EP3445885 A1 EP 3445885A1
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EP
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thermal
steel
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thermal bridge
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Ugitech SA
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    • E04B5/16—Load-carrying floor structures wholly or partly cast or similarly formed in situ
    • E04B5/32—Floor structures wholly cast in situ with or without form units or reinforcements
    • E04B2005/324—Floor structures wholly cast in situ with or without form units or reinforcements with peripheral anchors or supports

Definitions

  • the present invention relates to metal products for the building, and more specifically the use of certain stainless steels as reinforcing elements and connecting pieces between elements forming a building.
  • thermal bridge breakers allow to divide by three, or even more, the heat loss flux between the elements they connect.
  • a typical case of using such breakers is the connection between a floor and a wall that is normally covered by a layer of insulation.
  • this layer is interrupted, and the heat can pass through this junction without being disturbed other than by the wall / floor interface from one element to another, resulting in a significant loss of energy. heat inside the heated building, or conversely a heat input from outside in a building initially at moderate indoor temperature.
  • thermal bridge breakers which introduce an insulating layer in an area which is normally free of them, and which comprise a metal reinforcement passing through this layer of insulation to take up the mechanical forces at the connection. in question.
  • thermal bridge breakers must have the following properties:
  • stainless steels would be good candidates for fulfilling the requirements of corrosion resistance.
  • Conventionally, stainless steels have a thermal conductivity ⁇ of the order of 15 W / (mK), which is very advantageous compared to coated carbon steels, whose thermal conductivity is of the order of 45 W / (mK ).
  • the American Institute of Steel Construction (AISC) for example, refers to conventional 304 and 316 austenitic stainless steels in its "Thermal Bridging Solution” document (March 2012).
  • duplex stainless steels with low levels of alloying element such as Ni and Mo are a priori more economical solutions and less subject to variations in the cost of raw materials as austenitic stainless steels, and these grades are increasingly used.
  • the most commonly used conventional stainless steel grades are austenitic grades 1 .4301 (AISI 304), 1 .4597 (UGI ® 204Cu) and duplex grades 1 .4362 and 1 .4062.
  • the object of the invention is to propose thermal bridge breakers whose constituent material of the metal frame best meets the various requirements that have been cited.
  • the frame material should have:
  • the subject of the invention is a thermal bridge breaker armature for the construction of buildings, characterized in that it is made of austenitic or austenitic-ferritic stainless steel whose composition, in% by weight, consists of :
  • thermal conductivity index IC calculated according to:
  • the Cr content of the steel may be between 16.0% and 20.0%.
  • the Cr content of steel can be between 20.0% and 23.0%
  • the Ni content of the steel may be between 1.0% and 7.0%, preferably between 2.0% and 5.0%.
  • alloying elements may be at least one of Al, Ti, Nb, V, Ca and B, Al, Ti, Nb and V may each be present at a level of at most 0.5% and Ca and B may each be present at most 0.05%.
  • the elastic limit Rp0,2 may be greater than or equal to 600 MPa with a total elongation under maximum load Agt greater than or equal to 5%.
  • the thermal bridge breaker frame can be obtained from a bar, a wire or a sheet
  • the invention also relates to a thermal bridge breaker for the construction of buildings, comprising a frame and an insulating layer traversed by said frame, characterized in that said frame is made as previously said.
  • the invention is based on the use, for manufacturing a metal thermal bridge breaker between two elements of a building (wall and floor, for example), a stainless steel grade of austenitic or austenitic-ferritic structure whose chemical composition is not strictly new, in that steels that could sometimes be in conformity with it had already been used in the past (see US-A-4,814,140 and US Pat. WO94 / 04714 for example), but whose character adapted for this purpose, in the precise range of compositions of the invention, had never been recognized.
  • Figure 1 which shows schematically in longitudinal section a connecting zone between a facade and a floor of a building, in which, conventionally, it has not placed a device for breaking the thermal bridge
  • Figure 2 which shows schematically in longitudinal section a connecting zone between a facade and a floor of a building, in which there is placed a device for breaking the thermal bridge that can be achieved according to the invention
  • FIG. 3 which shows the correlation between the calculated IF index reflecting the ferrite fraction present at 1100 ° C. of the invention and the fraction of ferrite actually measured by sigmametry;
  • FIG. 4 which shows the correlation between the calculated IC index reflecting the thermal conductivity of the steel and the thermal conductivity ⁇ actually measured at ambient temperature by the so-called "hot disk” method which uses the source technique transient plane;
  • FIGS. 5 and 6 show, on laboratory flows, the hot ductility at 1200.degree. C. (FIG. 5) and 1100.degree. C. (FIG. 6) of the steels tested, expressed by their necking in%, as a function of their ferritic index IF.
  • FIG. 1 represents a connection zone between a frontage 1 and a floor 2 of a building of conventional design, which has not been sought to optimize the performance in terms of thermal insulation between the outside environment 3 and the interior. 4.
  • the interior side of the facade 1 is, of course, provided with an insulating coating 5. But it is interrupted at the junction between the facade 1 and the floor 2, so that these two elements are in direct contact and that heat can pass from the inside to the outside of the building (or vice versa) through this contact area (as illustrated by the arrows in Figure 1).
  • Conventional building materials impose a linear coefficient of loss ⁇ at this junction which is of the order of 1 W / (m.K).
  • FIG. 2 diagrammatically represents the same building equipped with a thermal bridge breaker at the junction frontage 1 -plancher 2.
  • This breaker comprises, in a known manner, an insulating layer 6 between the frontage and the floor that replaces the direct contact usual between these two parts, and a metal frame 7 which connects the facade 1 and the floor 2 through the insulating layer 6.
  • the coefficient ⁇ is lowered, and the recovery of forces by the frame 7 ensures the functions mechanical insulator 6 alone could not fill.
  • this reinforcement 7 that the invention aims to improve over known devices, conferring on it particularly advantageous mechanical and, especially, thermal properties, without it being necessary to modify the configuration of the reinforcement. This optimization is achieved by choosing a nuance of particular stainless steel, of which there was no indication at first sight that it could have been suitable for that purpose.
  • the content of C is between traces and 0.08%, better between 0.01% and 0.04%. A higher content would increase the risks of sensitization of the alloy to intergranular corrosion. A C content of less than 0.01 is difficult and expensive to obtain industrially.
  • the Si content is between 1.5 and 4.0%, preferably between 2.0 and 3.0%.
  • Si is of particular interest.
  • the tests which will be presented below show that a Si content in the prescribed range, and more particularly between 2.0 and 3.0%, makes it possible to lower the thermal conductivity of the steel of the invention up to 12 to 13.5 W / (mK) approximately, whereas the steels usually used to carry out the reinforcement of the thermal bridge junctions have thermal conductivities greater than 14 W / (mK), often of the order of 15 W / ( mK) or more. Beyond 3.0% Si, however, we begin to observe a decrease in the toughness of steel, which becomes inadequate beyond 4.0% Si.
  • Mn content is between 4.0 and 10.0%. A large proportion of this cheap element is added which stabilizes the austenite and can advantageously, from a financial point of view, partially or completely substitute Ni for this function.
  • Mn increases the solubility of N in the liquid steel, and as it will be seen that relatively large amounts of N are required in the invention, the development of the steel is facilitated by the significant presence of Mn.
  • Ni content is between traces and 7.0%, preferably between traces and 5.0%.
  • Ni is the gammagenic element typically used in the manufacture of austenitic stainless steels, and its content makes it possible to adjust the equilibrium of the austenitic and ferritic phases in order to obtain the desired mechanical properties.
  • Ni is a costly element anyway, and whose price is likely to fluctuate in large proportions. In order to obtain a steel with a limited and relatively predictable cost price, which is one of the objectives of the invention, it is therefore necessary not to exceed above values for the Ni content.
  • Ni can even be present only in the form of traces, that is to say at a low or very low content which results only from the melting of the raw materials and not of a voluntary addition. Its usual gamma-generating role is then assumed entirely by manganese, carbon, nitrogen and possibly copper.
  • Ni is an element that strongly tends to reduce the thermal conductivity of steel. From this point of view, a significant advantage can be found in adding a significant amount and therefore not replacing it entirely with Mn. However, it is difficult to set an optimum amount of Ni in the grade used according to the invention, as this optimum will depend in particular on financial factors, likely to vary greatly depending on the course of Ni. A balance will be found by the skilled person at the time of manufacture of steel, between purely technical considerations and financial considerations. It is generally considered that from a metallurgical and thermal point of view the Ni content is preferably at least 1.0%, more preferably at least 2.0%. Accordingly, the particularly preferred ranges of the Ni content are from 1.0 to 7%, more preferably from 2.0 to 5.0%.
  • the Cr content is between 16.0 and 23.0%. As is well known, it gives steel its stainless character from 1 1%. The Cr also has the advantage of lowering the thermal conductivity of the steel a little, and a minimum content of 16.0% is required according to the invention to combine these two effects well.
  • a content less than or equal to 20.0% makes it possible to maintain the desired phase balance without adding too much Ni, Mn and other gamma elements.
  • a content of 20.0% to 23.0% substantially increases the corrosion resistance and can be imposed, possibly by offsetting the effect of increasing the Cr content on the mechanical properties by adjusting the corrosion properties. Mn, Ni and N contents that routine experiments can achieve.
  • a Cr content greater than 23.0% unnecessarily increases the cost of steel and may degrade certain mechanical properties.
  • the Mo content is between traces resulting from the elaboration and 2.0%.
  • This element is not essential, but it helps to improve the resistance to corrosion. Its possible disadvantages are its alphagene character which may oppose obtaining the desired austenite-ferrite equilibrium, especially on the austenitic ferritic grades, and the fact that it favors the appearance of embrittling intermetallic phases. In addition, its cost is high, which goes against one of the aims of the invention.
  • Mo can be partially or totally substituted by W. A substitution ratio of W / Mo of 2 is generally acceptable. Therefore, it is also considered that on the one hand, the W content should not exceed 1.0%, and on the other hand that the sum Mo + W / 2 should not exceed 2.0%.
  • a Mo content of 2.0% would correspond to a case where W would not be added voluntarily and where the possible presence of traces of W would only result from the melting of the raw materials.
  • a W content of 1.0% would correspond to a case where Mo would not be added voluntarily and where the possible presence of traces of Mo would result only from the melting of the raw materials.
  • the Cu content is between traces resulting from the mere melting of the raw materials and 3.0%.
  • An addition of Cu in the proportions mentioned has the advantages of slightly reducing the thermal conductivity and improving the ductility. But it should not exceed an addition of 3.0%, because beyond, the weakening effect of Cu would cause problems during hot shaping, and further increase unnecessarily the cost of steel.
  • the content of Co is between traces resulting from the sole merger of very pure raw materials and 2.0%. Depending on the purity of the raw materials, especially ferronickel, the residual Co content can reach 0.8%. It is preferred not to add Co voluntarily, as this expensive element has no marked metallurgical effect in stainless steels below 2%, so for grades that would significantly increase the cost of steel. 0.8% is therefore the maximum preferred content in Co.
  • the N content is between 0.10% (1000 ppm) and 0.30% (3000 ppm).
  • This element is important to ensure the necessary corrosion resistance in the application targeted by the invention, and if its content which would result simply from the absorption of atmospheric nitrogen during the preparation is not high enough, it This must be added, for example by blowing nitrogen gas into the liquid metal or by using significantly nitrided ferroalloys (especially nitrided ferromanganese which contains several% N).
  • N stabilizes the austenitic phase and adjusts the balance of the various phases present. It also has an interesting hardening effect for achieving the desired high mechanical properties. But beyond 0.30%, it can cause problems during the development, casting and hot rolling (formation of nitrides in the presence of alloying elements such as Al and especially Ti, and blowholes during solidification).
  • additional alloying elements may be present following a voluntary addition, among which may be mentioned, in a non-exhaustive manner: Ti, Nb and V for improve the weldability, Al and Ca as deoxidants and / or control elements of the number and composition of non-metallic inclusions, as well as B which improves forgeability.
  • the individual contents of these additional alloying elements must not exceed 0.5%, especially for Al, Ti, Nb and V, and more particularly must not exceed 0.05% for Ca and B.
  • the sum of alloy content other than C, Si, Mn, Cr, Ni, Mo, W, Cu, Co, N and impurity levels resulting from the preparation eg S, P ...) does not exceed 1, 0%. These limits are intended not to risk disturbing the equilibrium that the contents of the main alloying elements, obligatorily or optionally present within well-defined limits, make it possible to reach.
  • One of the objects of the invention is to obtain a thermal bridge breaker element having a low thermal conductivity. This depends on the chemical analysis of the steel, and the crystallographic structure of the matrix.
  • the crystallographic structure of steel is also an important factor in the ability of steel to be hot-formed, forging or otherwise.
  • this hot-forming ability is a criterion that is often to be considered for the steels used in the invention.
  • the steel has an austenitic or austenitic ferritic microstructure.
  • the IF ferritic index makes it possible to estimate the percentage of ferrite at 1100 ° C in steel, therefore in the temperature zone most frequently encountered during hot forming, from the composition of the steel. . It is obtained by the formula, where the contents of the different elements are expressed in%:
  • IF is, according to the invention, preferably ⁇ 20 if it is desired to obtain good hot formability.
  • IF is, according to the invention, preferably ⁇ 40 if it is desired to obtain good hot formability.
  • a shade austenitic-ferritic which is characterized by an IF of 40 to 70 at most. Beyond this limit, the steel would fall within the field of ferritic steels, which is not desired from the point of view of mechanical characteristics.
  • FIG. 3 shows the correlation between the ferrite fraction at 1100 ° C. measured by a magnetic method (known as sigmametry and as described in standard IEC 60404-14) and the ferritic index IF calculated by the preceding formula, for eight laboratory samples A to H and the industrial sample I in Table 3. It can be seen that this correlation is very satisfactory.
  • microstructures of the steels used in the invention are relatively little dependent on the conditions of heat treatment and cooling of the metal during its transformations. This leaves many liberties to the metallurgists to design the precise mode of manufacture of the armatures of the invention.
  • thermal conductivity ⁇ of steel depends on the chemical composition and the crystallographic structure of the matrix.
  • the inventors have been able to determine a formula giving a conductivity index
  • IC 22.2 + 2.1 (1 - IF / 100) - 0.89 Si - 0.77 Ni - 0.44 Mn - 0.17 Cr - 0.16 Cu
  • Figure 4 shows the good correlation obtained between IC calculated by the formula above and the thermal conductivity ⁇ actually measured at 20 ° C by the so-called "hot disk” method which uses the transient plane source technique, on the thirteen samples of Tables 1 and 2.
  • This figure and the tables on which it is based, also show that the thermal conductivity decreases as the amount of alloying elements increases, and that Si in the first place and Ni second are the most influential elements from this point of view . This is reflected in the above formula for calculating IC.
  • the IC index of the steel used must be ⁇ 13.5, preferably ⁇ 13.0, better ⁇ 12.5.
  • the mechanical properties of the steels used in the invention are sufficient for the intended application, in particular because of the high N content and the percentage of austenite which is always at least 40%. N content and 1 1
  • the percentage of austenite according to the invention provides the desired ductility both for the ease of heat transformations and for the ability of the reinforcement to deform during exceptional stresses such as an earthquake.
  • the best ductilities are obtained for austenitic grades.
  • Industrial casting I according to the invention was also developed at 40 ° C. by melting in the electric furnace, decarburization by the AOD process, continuous casting in 205 mm side blooms and hot rolling in round bars with a diameter of 1 mm.
  • wire rod with a diameter of about 10.5 mm. The wire rod was cold-formed into a 10 mm diameter barbed wire at a reduction rate of 10 to 15%.
  • the austenitic structures are denoted by A, the austenitic-ferritic structures are designated by AF.
  • Table 1 Compositions and structures of test samples (laboratory and industrial)
  • Sample G is a sample according to the invention. Indeed, its composition makes its thermal conductivity ⁇ meets the broadest requirements set by the inventors: ⁇ measured is 13.3 W / (mK), which is very well correlated to the calculated IC which is 13.4 (For a maximum of 13.5 according to the invention, which is already a significant advance over the most common prior art to ensure, economically, compliance with energy standards present and likely to come).
  • This sample is low in Cu and contains relatively few Ni and Si, hence its higher thermal conductivity than the optimal variants of the invention make it possible to obtain, even if the individual contents of each of its elements are completely in accordance with the corresponding requirements of the invention. It confirms that the composition of the steel to be used to implement the invention must imperatively be considered as a whole as a coherent whole.
  • the samples A to I in accordance with the invention, have mechanical properties which are not lower than those of the UGI ® 204Cu reference steel, except for the elongation rate Agt. But this remains at acceptable values for the intended application, and many of the samples even have tensile strength Rm and yield strength Rp0.2 significantly higher than those of the reference steel.
  • the sample B has an Agt of 6%, thus of little greater than the 5% which the inventors consider as being the minimum value to obtain. But on the other hand, this sample B has a very high Rm and Rp0.2 and an IC which is the lowest of those calculated. This steel can therefore be a very satisfactory solution to the problems posed, at least for making thermal breaker frames whose shapes are not too complex.
  • FIGS. 5 and 6 show the results of forgeability tests, thus representative of hot ductility, carried out at 1200 ° C. (FIG. 5) and at 1100 ° C. (FIG. 6) on laboratory samples A to G, supra. Their necking rate was measured according to their IF ferritic index.
  • the invention makes it possible to substantially improve the thermal insulation performance of stainless steel thermal bridge breakers, without sacrificing the mechanical properties of the usual stainless steel breakers, on the contrary.
  • Certain variants of the invention have a particularly high heat-transferability, which gives access to forms of thermal bridge breakers that were not readily possible heretofore. Constructors of energy-efficient buildings have, therefore, through the invention, the opportunity to exploit new designs of thermal bridge breakers, which could be advantageous.

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Abstract

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%; 1,5% ≤ Si ≤ 4,0%; 4,0% ≤ Mn ≤ 10,0%; traces ≤ Ni ≤ 7,0%; 16,0% ≤ Cr ≤ 23,0%; traces ≤ Mo ≤ 2,0%; traces ≤ W ≤ 1,0%; traces ≤Mo + W/2 ≤ 2,0%; traces ≤ Co ≤ 2,0%; 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 + 2,1 (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 + 0,7 Si – 8,6 Ni - 2,4 Mn - 0,5 Cu - 110 C – 150 N – 42,7 est ≤ 13,5. Rupteur de pont thermique comportant cette armature.

Description

Armature de rupteur de pont thermique pour la construction de bâtiments, et rupteur de pont thermique la comportant
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 réglementation 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. 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.
Cependant, les réglementations thermiques régissant la construction des bâtiments imposent des coefficients linéiques ψ aux jonctions de plus en plus bas. Ainsi, la réglementation française RT 2012 impose un ψ de moins de 0,60 W/(m.K), et la future réglementation 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 Rp0,2 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% ;
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 + 2,1 1 (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 - 1 10 C - 150 N - 42,7 est < 13,5, de préférence < 13,0, mieux < 12,5.
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 - 1 10 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 - 1 10 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 1 100°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 1 100°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 1 1 %. 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 rencontre 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 très 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 1 100°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 - 1 10 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 1 100°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 + 2,1 1 (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 1 1
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 1 15 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.
12
Tableau 1 : Compositions et structures des échantillons d'essai (laboratoire et industriel)
2 : Fractions de ferrite à 1 100°C, IF, λ mesurées à 20°C et IC calculés des échantillons d'essai (laboratoire et industriel)
Tableau 3 : Caractéristiques mécaniques en traction de différentes coulées d'essai réalisées en laboratoire après laminage à froid 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 1 100°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

REVENDICATIONS
1 .- 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 préférence 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 + 2,1 1 (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 - 1 10 C - 150 N - 42,7 est < 13,5, de préférence < 13,0, mieux < 12,5.
2.- 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%.
3. - 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%.
4. - 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%.
5. - 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 - 1 10 C - 150 N - 42,7 est < 20.
6. - 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 - 1 10 C - 150 N - 42,7 est≥ 40 et < 70.
7. - 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%.
8. - 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%.
9. - 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
10. - 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.
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