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"Cylindre de travail pour laminoir à métaux et son procédé de fabrication"
La présente invention est relative à un cylindre de travail pour laminoir à métaux et à un procédé de fabrication de celui-ci, et plus particulièrement à un cylindre de travail pour laminoir en sexto du type décalé d'une résistance d'arbre élevée et qui peut être par conséquent utilisé avantageusement pour le laminage à froid des métaux, ainsi qu'à un procédé de fabrication de celui-ci.
Dans un cylindre d'un laminoir à métaux, la surface du cylindre est l'objet d'un choc thermique dû à un glissement se produisant entre le cylindre et le matériau à laminer au cours de l'opération de laminage ou à un accident au cours duquel le matériau à laminer est enroulé sur le cylindre. Si le choc thermique est trop important, des craquelures se produisent à la surface du cylindre.
La résistance du cylindre au choc thermique peut être sensiblement améliorée en réalisant un revenu à température élevée dans le traitement thermique à appliquer à la surface du cylindre, c'est-à-dire dans le procédé de refroidissement brusque et de revenu.
Jusqu'à présent, comme décrit, par exemple, dans la publication de brevet japonais non examinée n 63-60258 l'on a aménagé un cylindre de travail usuel de manière à ce que la couche extérieure du cylindre soit faite d'un matériau se composant de 1, 2 à 2,5 % de carbone, de 0,8 à 3,0 % de silicium, de 1 % ou moins de manganèse, de 3,0 à
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6,0 % de chrome et de 0,2 % ou moins de molybdène soit soumis au procédé de refroidissement brusque et de revenu. Dans le procédé décrit ci-dessus, afin d'obtenir une dureté Shore (Hs) de 93 ou plus, la température de revenu a été ajustée à 1600C ou moins.
Dans ce cas, si la température de revenu est élevée à plus de l600C pour améliorer la résistance à la chaleur et la résistance au choc thermique, on ne peut pas obtenir une dureté excédant Hs 93 et la résistance à l'usure se détériore. Par conséquent, le laminage devient non satisfaisant.
Par conséquent, un but de la présente invention consiste à prévoir un rouleau de laminage pour laminoir à métaux montrant à la fois une excellente résistance au choc thermique et une excellente résistance à l'usure.
Le but susmentionné peut être atteint par un cylindre de travail pour laminoir à métaux comprenant un arbre central en un acier faiblement allié et une couche extérieure recouvrant une surface extérieure dudit arbre central, dans lequel la couche extérieure est en un acier fortement allié se composant, en pourcentage en poids, essentiellement de : 0, 5 à 1,5 % de C, 0,5 à 3,0 % de Si, 1,5 % ou moins de Mn, 2 à 7 % de Cr, 1 à 5 % de Mo, 0,5 à 2,0 % de V, jusqu'à 2,0 % de W et le restant en Fe à l'exception des impuretés.
Au moins la partie de surface extérieure de la couche extérieure est soumise à un refroidissement brusque et un revenu et se compose essentiellement d'une structure martensitique comprenant 15 % en volume ou moins d'austénite résiduelle de telle sorte qu'une tension de compression résiduelle existe au moins dans une partie de surface extérieure de ladite couche extérieure, cette couche extérieure ayant une dureté superficielle élevée.
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Suivant la présente invention, un procédé de fabrication de cylindre de travail pour laminoir à métaux ayant une surface extérieure de son arbre central recouverte d'une matière de couche extérieure différente, comprend les étapes suivantes : (a) la formation de la couche extérieure se compo- sant, en pourcentage en poids, essentiellement de
0,5 à 1,5 % de carbone, de 0,3 à 3,0 % de sili- cium, de 1,5 % ou moins de manganèse, de 2 à 7 % de chrome, de 1 à 5 % de molybdène, de 0,5 à
2,0 % de vanadium et jusqu'à 2,0 % de tungstène, le restant étant constitué essentiellement de fer ; (b) le chauffage d'au moins la surface entière de la couche extérieure et de tout au plus la couche extérieure à une température excédant la tempéra- ture de transformation ;
(c) la soumission d'une partie qui a été ainsi chauffée à un processus de refroidissement brusque par aspersion de jet d'eau ; et (d) la réalisation d'un revenu à une température de
3000C ou plus.
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Il est préférable qu'un traitement de forgeage à chaud soit appliqué à la couche extérieure avant que la couche extérieure faite d'acier à coupe rapide soit formée sur la surface extérieure de l'arbre central en acier faiblement allié, le traitement de forgeage à chaud étant appliqué dans le but de disperser les carbures contenus dans la couche extérieure et d'uniformiser la structure.
Le cylindre suivant la présente invention est un cylindre composé comprenant un arbre central et une couche extérieure recouvrant l'arbre central. Si le corps total est fait d'acier à coupe rapide (c'est-à-dire un rouleau solidaire réalisé en acier à coupe rapide), on peut craindre l'apparition de fissurations internes (production de craquelures) dues à la tension thermique produite au moment du refroidissement brusque par aspersion d'eau. De plus, puisque l'arbre présente une faible ténacité, le col du cylindre peut facilement se briser au cours du fonctionnement. Par conséquent, on utilise un cylindre de structure composite.
En ce qui concerne le refroidissement brusque, si l'on utilise un refroidissement par jet d'air ou un refroidissement par huile, on ne peut pas obtenir de tension de compression résiduelle satisfaisante même si l'on utilise la matière décrite ci-dessus. Il est en fait difficile d'obtenir une dureté excédant Hs 93 lorsque l'on réalise le revenu à une température de 300 C après le refroidissement brusque. C'est ainsi que l'on utilise le refroidissement par aspersion de jet d'eau pour réaliser le refroidissement brusque suivant la présente invention.
Il est préférable que la température de revenu soit de 450 C à 550oC, avantageusement de 5000C à 550OC. Dans le cas de l'utilisation d'un cylindre pour un laminage à froid, il est généralement nécessaire que la dureté superficielle soit d'environ Hs 90 ou plus, la dureté superficielle étant généralement agencée aux alentours de Hs 85 dans le cas d'un cylindre pour laminage à chaud.
La tension résiduelle dans le cas de la présente invention où seule la couche extérieure est chauffée à une température excédant sa température de transformation et la trempe est réalisée par le refroidissement rapide, devient la résultante de la tension résiduelle due à la tension thermique et de celle due à la tension
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de transformation. Si la couche extérieure est rapidement refroidie, une déformation plastique de compression est produite dans la zone de température de déformation plastique interne due à la contraction volumique.
Par conséquent, une tension résiduelle de compression est produite dans la partie de couche extérieure, tandis qu'une tension résiduelle de traction est produite dans la partie intérieure si le refroidissement est réalisé de manière à amener les deux parties intérieure et extérieure à la même température, c'est-à-dire la tension résiduelle due à la tension thermique. De plus, puisque la martensite produite dans la partie de couche extérieure du fait de la transformation a un volume spécifique relativement grand, une tension résiduelle de traction est produite dans la partie d'arbre central, tandis qu'une tension résiduelle de compression est produite dans la partie de couche extérieure durcie du fait de la différence du volume spécifique par rapport à celui de la partie d'arbre central.
Comme décrit ci-dessus, la tension résiduelle produite due à la tension thermique et à la tension de transformation est sensiblement plus grande que la tension résiduelle (habituellement elle est d'environ -20 kg/mm2) provenant uniquement de la transformation martensitique. Par conséquent, on peut obtenir suivant la présente invention une tension résiduelle de compression de-70 kg/mm2 à-120 kg/mm2 (dans le cas où l'on réalise une réfrigération).
Puisqu'environ 40 % d'austénite restent après la seule réalisation du refroidissement brusque par aspersion de jet d'eau, on réalise une réfrigération à -500C ou moins dans le but de favoriser la décomposition de l'austénite résiduelle. La réfrigération est réalisée de manière à ce que le cylindre soit en suspension dans une cuve de réfrigération de type vertical et on vaporise de l'azote liquide à la surface du cylindre tout en faisant tourner le cylindre en suspension. La quantité (ou proportion) d'austénite résiduelle arrive aux alentours de 15 % ou moins après la réalisation de la réfrigération.
La quantité d'austénite résiduelle peut être réduite de plusieurs pourcents par rapport à la valeur susmentionnée d'environ
15 % lorsque l'on réalise ensuite le revenu à une température de
3000C ou supérieure. L'austénite résiduelle finale sert de tampon
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pour relâcher la dilatation thermique et la contraction de la surface du cylindre au cours de l'utilisation de celui-ci de manière à ce que la production de craquelures à la surface du cylindre soit empêchée.
De plus, le revenu du cylindre à haute température empêchera efficacement la production de craquelures du fait de la décomposition de l'austénite résiduelle à la surface du cylindre dans le cas où la plaque d'acier chaude s'enroule autour du cylindre par accident et lorsque la température du cylindre est accrue quand on utilise le cylindre dans une opération de laminage à chaud.
D'une manière générale, il est connu que la température du revenu est proportionnelle au degré de relâchement des contraintes dû au refroidissement brusque et que l'importance de la réduction de la tension résiduelle peut être accrue. Toutefois, l'acier à coupe rapide suivant la présente invention contient du Si, Cr, Mo, V, etc., qui sont les éléments d'alliage qui améliorent la résistance au revenu. Par conséquent, les contraintes ne peuvent pas être relâchées de façon excessive par le revenu aux alentours de 5000C comparativement à un acier faiblement allié ordinaire.
Il en résulte qu'une grande tension résiduelle peut être maintenue.
Il est préférable que l'arbre central suivant la présente invention soit fait d'un acier faiblement allié manifestant une résistance à la traction de 60 kg/mm2 ou plus et une résistance au choc de 1, 5 kg-m/cm2 ou plus, un acier de forgeage contenant, en pourcentage en poids, 0, 5 à 1,0 % de carbone, 1 % ou moins de sicilium, 1 % ou moins de manganèse, 1 à 5 % de chrome et 0, 5 % ou moins de molybdène convenant particulièrement bien à cet effet.
D'autres détails et particularités de l'invention ressortiront de la description ci-après, donnée à titre d'exemple non limitatif et en se référant aux dessins annexés, dans lesquels :
La figure 1 est un graphique illustrant la relation entre la température de revenu et la dureté du cylindre suivant la présente invention et celle d'un cylindre usuel.
La figure 2 est un graphique illustrant les résultats d'une comparaison effectuée entre la résistance au choc thermique du cylindre de la présente invention et celle du cylindre usuel.
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La figure 3 est un graphique illustrant les résultats d'une comparaison faite entre la résistance à l'usure du cylindre de la présente invention et celle d'un cylindre usuel.
La figure 4 est une vue en coupe illustrant une partie essentielle d'un cylindre de travail de la présente invention.
La figure 5 est une vue en élévation frontale illustrant un laminoire de feuillard à froid utilisant le cylindre de travail de la présente invention.
La figure 6 est un graphique illustrant la relation entre la température de revenu et la tension résiduelle du cylindre de la présente invention et celle du cylindre usuel.
La figure 7 est une vue schématique illustrant un appareil de fabrication de cylindres composites sur la base d'une méthode de recouvrement à électrolaitier.
La figure 8 est une vue schématique illustrant une méthode de refroidissement brusque par aspersion de jet d'eau du cylindre.
Un cylindre de travail pour laminage de la présente invention est suffisamment performant en ce qui concerne sa résistance à l'usure, sa résistance à la rugosité superficielle et sa ténacité même dans le cas où on l'utilise dans un processus de laminage où une force de flexion importante est appliquée. En particulier, dans un cylindre de travail dont la couche extérieure est soudée à l'arbre central par une méthode de refusion à électrolaitier, les carbures cristallisés dans le bain fondu peuvent être finement et uniformément dispersés dans la couche extérieure puisque sa lévitation, sa sédimentation et sa ségrégation sont empêchées par la rapide solidification du bain fondu.
Il en résulte que la forme du matériau à laminer peut être contrôlée avec précision sous haute pression et que la qualité superficielle du matériau laminé peut être assurée.
L'on a réalisé, suivant la présente invention, une série d'expériences afin de surmonter les problèmes usuels et d'atteindre les objectifs de la présente invention. A la suite de cela, on a constaté les faits suivants, qui seront décrits.
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Il est nécessaire de réaliser la couche extérieure en acier à coupe rapide et de la soumettre à un traitement thermique de manière à avoir une dureté excédant Hs 90 afin d'assurer sa résistance à l'usure et sa résistance aux surfaces rugeuses.
La raison de l'agencement de la composition chimique de l'acier à coupe rapide formant la couche extérieure réside dans les faits suivants.
Le carbone est nécessaire pour former les carbures et assurer la dureté de la matrice afin d'améliorer la résistance à l'usure. Si la quantité de celui-ci est inférieure à 0, 5 %, la quantité de carbures devient insuffisante, rendant la résistance à l'usure inappropriée. Si celle-ci excède 1, 5 %, la quantité de carbures réticulaires précipités dans le joint des grains est accrue, la résistance à la rugosité superficielle et la ténacité devenant insuffisantes. En particulier, il est préférable que la quantité de carbone soit de 0,8 à 1,2 %.
Le silicium est un élément qui est nécessaire comme désoxydant. La quantité de silicium doit être de 0, 5 % au plus, le silicium améliorant la résistance au revenu. Toutefois, si sa teneur dépasse 3,0 %, de la fragilité apparaît rapidement. Il est préférable
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que la teneur en silicium soit de 1 à 3 % et avantageusement de 1, 5 à 2, 5 %.
Le manganèse a un effet de désoxydation et sert également à fixer le soufre sous la forme de MnS. Si sa teneur excède 1, 5 %, la quantité d'austénite retenue augmente. Il devient par conséquent difficile de maintenir une dureté suffisante et la ténacité se détériore. Il est préférable que la teneur en manganèse soit de 0,2 à 1,0 % et avantageusement de 0,2 à 0, 5 %.
Si la teneur en chrome est inférieure à 2 %, la facilité de réalisation du refroidissement brusque en est détériorée. Si elle excède 7 %, la quantité de carbures de chrome devient trop grande.
Il est préférable que la teneur en chrome soit de 3 à 6 %, avantageusement de 3, 5 à 5 %.
Le molybdène et le tungstène sont respectivement combinés au carbone de manière à ce que des carbures M2C ou M6C soient produits. De plus, le molybdène et le tungstène peuvent être
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maintenus en solution solide dans la matrice de telle sorte que la matrice soit renforcée. Par conséquent, la résistance à l'usure et la résistance au revenu peuvent être améliorées. Toutefois, si leur
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teneur devient trop importante, la quantité de carbures M6C est 0 agrandie, provoquant une détérioration de la ténacité et de la résistance à la rugosité superficielle. Les limites supérieures pour le molybdène et le tungstène seront respectivement de 5 % et 2 %, la teneur en molybdène devant être de 1 % ou plus. Il est préférable que la teneur en molybdène soit de 1, 5 à 4, 5 %.
Il est préférable que la teneur en tungstène soit de 0,1 à 1 %, avantageusement de 0, 15 à 0, 5 %.
Le vanadium forme des carbures MC et contribue par conséquent à améliorer la résistance à l'usure. Si la teneur en vanadium est inférieure à 0, 5 %, on ne peut pas obtenir un effet suffisant. Si elle dépasse 2 %, l'usinabilité est trop entravée. Il est préférable que la teneur en vanadium soit de 0,7 à 1, 5 %.
Le cobalt est un élément qui peut être maintenu en solution solide dans la matrice de manière à obtenir une dureté importante lors de l'application du revenu à haute température. L'effet de celui-ci devient suffisant même si la quantité est petite : moins de 5 %.
L'acier à coupe rapide utilisé pour former la couche extérieure suivant la présente invention peut contenir du nickel en plus des éléments décrits ci-dessus. Puisque l'effet du nickel est d'améliorer la facilité de réalisation du refroidissement brusque, il peut être contenu à raison de 5 % ou moins. Si la teneur de celui-ci dépasse la quantité susmentionnée, la quantité d'austénite retenue est accrue, ce qui provoque une détérioration de la dureté ou de la résistance à la rugosité superficielle. Il est préférable que la teneur en nickel soit de 1 % ou moins, avantageusement de 0,1 à 0, 5 %.
Le restant se compose essentiellement de fer à l'exception des impuretés.
Il est préférable d'utiliser de l'acier pour forger d'une valeur de Hs dépassant 35 comme matériau pour l'arbre central de la présente invention. Lorsqu'une tension de col de 10 kg/mm2
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est, comme tension ou effort nominal, ajoutée au rouleau de la présente invention, la limite de fatigue nécessaire atteint 36 kg/mm2, en admettant que le facteur d'effet de taille soit de 0,8, le facteur d'effet de fini superficiel de 0,9 et le facteur d'entaille de 2,0. Par conséquent, il est préférable que la dureté pour obtenir la valeur susmentionnée soit de Hs 35 ou plus.
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La tension ou l'effet nominal cf à la partie du n col du cylindre peut être obtenu d'après l'équation suivante :
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dans laquelle
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M : moment de flexion-, Z : coefficient d'aire de la section droite = (--) 32 1 r : cnarge appliquee au palier 1 : bras de moment à partir du centre du palier d : diamètre de l'arbre.
De plus, la tension permise d'ai peut être obtenue par l'équation suivante :
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dans laquelle
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cf : limite de fatigue à la flexion par rotation de la pièce d'essai wo lisse # : facteur d'effet de taille = 0,8 # : facteur d'effet de fini superficiel = 0,9 ss : facteur d'entaille = 2,0 S : rapport de sécurité = 1, 3
Si ######, on peut considérer que l'effet de sécurité est atteint.
Par conséquent, la relation suivante peut être obtenue des équations (1) et (2) :
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Si an = 10 kg/mm awa k 36 kg/mm2. n wo
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Un procédé de formation de la couche extérieure sur l'arbre central peut être exemplifié par une méthode de recouvrement en continu utilisant un chauffage à haute fréquence, comme décrit dans la publication de brevet japonais examIn. : -'e nO 44-4903, par un pressage à chaud isotropique avec une méthode de métallurgie des poudres, comme décrit, par exemple, dans la publication de brevet japonais non examinée n'47-2851 et par une méthode de recouvrement, comme décrit dans la publication de brevet japonais non examinée nO 57-2862 où l'on utilise une méthode de refusion à électrolaitier.
On décrira ensuite un exemple de fabrication du cylindre de la présente invention utilisant la méthode de recouvrement par refusion à électrolaitier recommandée.
La figure 7 est une vue schématique qui illustre un appareil de fabrication d'un cylindre composite par l'utilisation de la méthode de recouvrement à électrolaitier. En se référant au dessin, l'appareil comprend un dispositif de soudage 9, un amplificateur 17, un câble distributeur de courant 12, un balai en carbone 12a, un thermocouple de mesure de température 13, un moteur à courant continu 18 et un manipulateur 19. Le manipulateur 19 est actionné par le moteur à courant continu 18 de telle sorte qu'une électrode tubulaire, qui est une électrode consommable faite en acier à coupe rapide et supportée par un bras de manipulateur 19a, soit déplacée vers le haut. Un arbre central 7 fait d'un acier faiblement allié est agencé sur un panneau moulé 11.
Un moule de refroidissement à eau 10 est agencé concentriquement par rapport à l'arbre central 7 et une plaque de fond annulaire (c'est-à-dire un fond de moule) 16 est agencée à proximité de la partie d'extrémité inférieure de l'arbre central 7, la plaque de fond annulaire 7 étant agencée dans un espace formé entre l'arbre central 7 décrit ci-dessus et le moule de refroidissement à eau 10. L'arbre central 7 décrit ci-dessus et le moule de refroidissement à eau 10 sont agencés de manière à tourner dans la direction circonférentielle. L'électrode tubulaire 8 supportée par le manipulation 19 est introduite dans l'espace précité défini par l'arbre central 7 et le moule de refroidissement à eau 10, c'est-à-dire qu'elle est introduite dans une chambre de fusion.
A la suite de cela,
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l'électrode tubulaire 8 est fondue et consommée par un courant électrique amené, via le câble 12, vers l'espace entre l'arbre central 7 et l'électrode tubulaire 8. Lorsqu'un arc est produit dû à l'alimentation en courant électrique, on assiste à la fusion d'un laitier due à la chaleur de la résistance et simultanément à la formation d'un métal fondu 14, le métal fondu 14 étant refroidi à la suite du contact avec le moule de refroidissement à eau 10 de sorte qu'il se solidifie. A la suite de cela, il se forme une couche de recouvrement sur la surface de l'arbre central 7. Au cours du procédé décrit ci-dessus, le moule de refroidissement à eau 10 est déplacé vers le haut concentriquement à l'arbre central 7. Le laitier 15 est ajusté de manière à avoir toujours une épaisseur de 50 à 60 mm.
L'égouttement vers le bas du métal fondu 14 est empêché par la plaque de fond annulaire 16.
La couche de recouvrement ainsi obtenue du cylindre combiné est forgée et la couche de recouvrement est soumise à un procédé de refroidissement brusque et de revenu. A la suite de cela, on peut obtenir une couche de recouvrement ayant une dureté superficielle Hs de 90 ou plus.
La figure 8 illustre un procédé de refroidissement brusque par aspersion de jet d'eau. Une couche extérieure 21, qui est la couche de recouvrement du cylindre 20, est la partie à soumettre à un refroidissement brusque. Un dispositif annulaire comprenant une bobine d'induction 22 et un cylindre de production de jet d'eau 23 est agencé de manière à entourer une couche extérieure 21 d'un cylindre 20 disposé verticalement. Le cylindre 20 est déplacé vers le bas tout en étant entraîné en rotation, un courant de basse fréquence étant amené par la bobine d'induction 22. La couche extérieure 21 est successivement refroidie par l'eau provenant du cylindre de production de jet d'eau 23 et chauffée par le courant d'induction produit.
A la suite de cela, on peut obtenir un refroidissement rapide à une vitesse de 10 C/seconde ou plus.
[Formes de réalisation]
Un cylindre agencé pour avoir un diamètre de tambour de 385 mm et une longueur de tambour de 1480 mm a été fabriqué
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sur la base de la méthode de refusion à électrolaitier par l'appareil décrit ci-dessus en utilisant un matériau d'arbre dont le diamètre était de 300 mm. Le diamètre extérieur de la couche extérieure après la formation de la couche extérieure de recouvrement était de 485 mm.
Ensuite, le diamètre extérieur de celle-ci a été amenée à 415 mm et l'épaisseur de la couche extérieure a été amené à 42, 5 mm par un procédé de forgeage à 1100 C (rapport de forgeage : 1,3). La surface de la couche extérieure a ensuite été coupée de manière à ce que le diamètre de la couche extérieure soit d'environ 2 à 3 mm plus grand que le diamètre extérieur de la couche finie de 385 mm.
La composition chimique de la matière de la couche extérieure est représentée au Tableau 1 (pourcentage en poids). Le rouleau ainsi fabriqué a été ensuite soumis à un traitement thermique comprenant un refroidissement brusque à 1000 C-1200 C et un revenu à 120-5200C pendant 10 à 20 heures. Un cylindre comparatif ayant les mêmes dimensions a été fabriqué en utilisant un acier pour forger à 5 % de Cr usuel. La composition chimique de ce matériau est également représentée dans le Tableau 1. Le cylindre comparatif a été soumis à un traitement thermique adéquat. Un acier à forger dont la composition est agencée de manière à ce que la teneur en carbone soit de 0,9 % et la teneur en chrome de 3 % a été utilisé pour fabriquer l'arbre du cylindre de la présente invention, le matériau ayant une dureté de Hs 40.
Tableau 1
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<tb> C <SEP> Si <SEP> Mn <SEP> Cr <SEP> Mo <SEP> V <SEP> W
<tb> Forme <SEP> de <SEP> réalisation <SEP> 1 <SEP> 092 <SEP> 2, <SEP> 39 <SEP> 0, <SEP> 30 <SEP> 414 <SEP> 222 <SEP> 100 <SEP> 0, <SEP> 31
<tb> Forme <SEP> de <SEP> réalisation <SEP> 2 <SEP> 0,91 <SEP> 0,79 <SEP> 0,33 <SEP> 4,08 <SEP> 2,31 <SEP> 1,04 <SEP> 0,33
<tb> Cylindre <SEP> usuel <SEP> 0,91 <SEP> 0,62 <SEP> 0,38 <SEP> 4,68 <SEP> 0,43 <SEP> 0,08 <SEP> -
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La figure 1 illustre la relation entre la température de revenu et la dureté, la figure 6 illustrant la relation entre la
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température de revenu et la tension résiduelle.
Suivant les formes de réalisation 1 et 2 de la présente invention, la température de refroidissement brusque était de 1060 C et seule la couche extérieure a été soumise à un chauffage par induction de basse fréquence par la méthode représentée à la figure 8. Ensuite, elle a été soumise à un refroidissement brusque progressif (à une vitesse de refroidissement plus rapide que 10 C/seconde) par un refroidissement par aspersion de jet d'eau. Elle a ensuite été soumise à une réfrigération à -500C et à un revenu à chacune des températures.
Si l'on compare les figures 1 et 6, il apparaît que la tension résiduelle contribue à la dureté de la surface du cylindre après le revenu. Suivant le cylindre usuel, le revenu à 160 C donne une dureté de Hs 93. Toutefois, suivant la forme de réalisation 1, la même dureté a été obtenue par un revenu à 5200C. On peut en déduire que la température de revenu dont la même dureté peut être obtenue est sensiblement accrue comparativement au cylindre conventionnel. De plus, la tension résiduelle à la surface du cylindre des formes de réalisation 1 et 2 à la température de revenu de 5000C était supérieure à -70 kg/mm2. D'un autre côté, la tension résiduelle à la surface du cylindre conventionnel était d'environ -30 kg/mm2.
On peut en déduire qu'une plus grande tension résiduelle peut être assurée par la présente invention.
Suivant la forme de réalisation 2, la dureté après le revenu à 5000C était de Hs 88. Un effet significatif de l'addition de Si peut être obtenu.
La figure 2 illustre les résultats d'une comparaison effectuée entre la résistance au choc thermique suivant la forme de réalisation 1 et celle suivant le cylindre conventionnel. L'essai a été réalisé de manière à ce que les matériaux aient été prélevés de la surface des cylindres forgés. Après que les matériaux aient été usinés, ils ont été soumis à un refroidissement brusque et le cylindre
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de la présente invention a été soumis à un revenu à 520oC, tandis que le cylindre usuel a été soumis à un revenu à 160 C avant d'être soumis à l'essai.
Les conditions d'essai étaient les suivantes : On a fait tourner à 1420 tours par minute des pièces d'essai dont le
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diamètre de chacune était de 80 mm et l'épaisseur de chacune était de 40 mm, et l'on a réalisé le refroidissement à l'eau avec un matériau en acier doux de 20 mm2 amené contre les pièces d'essai à une charge de 500 g/mm.
La longueur de craquelure représentée par l'ordonnée montre la longueur totale des craquelures produites à la surface de la pièce d'essai. La longueur de craquelure suivant le matériau usuel était de 54 mm, tandis que celle de la présente invention était de 23 mm, ce qui est moins que la moitié du résultat obtenu avec le matériau usuel. Par conséquent, il est évident qu'un effet significatif peut être obtenu avec le revenu à haute température.
La figure 3 illustre les résultats d'une comparaison effectuée sur la résistance à l'usure. L'essai a été réalisé de manière à soumettre des pièces d'essai dont le diamètre de la surface en mouvement de chacune d'entre elles était de 18 mm à des traitements thermiques similaires et à les déplacer sur du papier d'émeri n 100 avec l'addition d'une charge de 500 g. La quantité d'usure du cylindre usuel était de 230 mg, tandis que celle de la présente invention était de 120 mg. Il apparaît que le cylindre de la présente invention manifeste une excellente résistance à l'usure.
Comme cylindre suivant la présente invention, on a fabriqué un cylindre tel que représenté à la figure 4 et on a utilisé ce cylindre pour réaliser le laminage à froid d'une feuille d'acier inoxydable et d'une tôle en acier pour le placage d'étain, l'épaisseur de chacune étant en dessous du millimètre, en particulier de 200 um ou moins. Suite à cela, le cylindre de la présente invention a manifesté une excellente résistance à l'usure de 5 ou plus de 5 fois supérieure à celle du cylindre du type intégré usuel. Si l'on se réfère aux dessins, la référence numérique 1 représente un matériau à laminer, 2 représente le cylindre de travail de la présente invention, 3 représente un cylindre intermédiaire, 4 représente un cylindre de support, 5 représente la couche extérieure et 6 représente un matériau pour partie centrale.
Comme il ressort de ce qui précède, suivant la présente invention, le revenu peut être réalisé à une température
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élevée de 300 C ou plus même si la température superficielle est la même que celle du cylindre usuel. Par conséquent, la durabilité vis-à-vis d'un choc thermique produit du fait du glissement ou d'un accident au moment de l'opération de laminage, peut être sensiblement améliorée, la résistance à l'usure étant maintenue équivalente à celle du cylindre usuel.
Il doit être entendu que la présente invention n'est en aucune façon limitée aux formes de réalisation ci-dessus et que bien des modifications peuvent y être apportées sans sortir du cadre du présent brevet.