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MEMOIRE DESCRIPTIF déposé à l'appui d'une demande de
BREVET D'INVENTION formée par
Sumitomo Metal Industries Ltd. pour : "Procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire" Priorité de deux demandes de brevet au Japon déposées les 30 juin 1982, sous le NO 57-114362 et 10 février 1983, sous le NO 58-20753 Inventeurs : Chihiro Hayashi et Kazuyuki Nakasuji
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Procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire.
La présente invention se rapporte à un procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire, par exemple des barres rondes en acier, des tiges ou autres, au moyen d'un laminoir rotatif.
Les barres rondes en acier sont habituellement fabriquées par une opération de laminage, au moyen de cylindres de calibrage. On a essayé récemment d'utiliser un laminoir rotatif pour la fabrication de barres rondes en acier, en vue de réduire le coût de l'équipement.
Un laminoir rotatif du type à rouleaux inclinés, décrit dans le brevet japonais n 43980 de Showa 46, est bien connu comme laminoir de hautes caractéristiques permettant de réduire efficacement la section de produits pleins, en une seule passe. La figure 1 est une vue de face d'un tel laminoir rotatif, vu du côté de sortie de la pièce 10 à travailler. La figure 2 est une coupe suivant la ligne II-II de la figure 1.
La figure 3 est une vue de côté illustrant l'angle d'avance . Le laminoir comprend trois rouleaux coniques 11,12 et 13, supportés à une extrêmité et dontles axes sont désignés chacun par Y-Y, qui peuvent tourner autour d'une ligne de passage X-X en liaison avec une cage de laminoir, non représentée, chaque rouleau ayant un diamètre sensiblement plus grand du côté d' entrée de la pièce 10 à travailler que du côté de sortie de cette pièce. Dans ce brevet, il n'est pas fait spécifiquement mention de l'angle de croisement g (d.. dans la description), qui est un facteur important dans la présente invention, mais apparemment l'agencement des rouleaux est tel que l'angle de croisement V peut varier entre-50 et - 60 .
Il faut noter à ce propos que l'angle de croisement est exprimé en valeurs positives lorsque les bouts d'arbre d'un même côté des rouleaux sont proches de la pièce à travailler 10 du côté d'entréede celle-ci, et en valeurs négatives lorsqu'ils sont proches de la pièce à travailler 10
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de son côté de sortie. D'autre part, l'angle d'avancer est variable de 30 à 60. Avec un tel agencement de rouleaux, ce laminoir rotatif est revendiqué comme étant avantageux en ce que la contrainte de cisaillement due à la torsion superficielle, si elle existe, exercée sur la pièce laminée, est négligeable.
Toutefois, les essais effectués par la présente demanderesse ont montré que cet agencement de rouleaux ne permettait pas de correction notable de défauts internes, tels qu'une porosité ou autre, et provoquait un effet de cisaillement circonférentiel élevé, ce dispositif ne convenant donc pas pour la fabrication de barres rondes en acier de haute qualité.
Dans"Plasticity and Working", (qui est un journal publié au Japon) Vol. 7, n 67 et Vol. 10, n 104, a été publié un article intitulé"Etude du laminage hélicon- dal", en deux parties n 1 et n 2, qui traite d'un procédé de laminage dans lequel trois rouleaux coniques 21,22, 23, supportés aux deux extrémités et disposés autour de la pièce 20 à travailler, sont mis en rotation pour laminer la pièce 20 tandis que cette dernière tourne en même temps, comme représenté sur les figures 4 à 6 analogues aux figures 1 à 3 (sauf en ce que la figure 4 représente l'ensemble des rouleaux vu du côté d'entrée de la pièce 20 à laminer),
et qui indique les résultats d'essais effectués avec un a-
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gencement de rouleaux dans lequel l'angle de croisement est 00 d'avance est de 0'à cet agencement de rouleaux peut provoquer un effort de cisaillement, dans la direction circonférentielle, moindre que dans le cas de l'agencement connu mentionné précédemment, alors que l'effort de cisaillement éventuel dû à la torsion de surface peut être plus grand. Selon les résultats des essàis également effectués par la présente demanderesse avec ce dispositif, on n'obtient pas de correction satisfaisante des défauts internes tels que la porosité.
On a constaté en outre que l'efficacité du laminage avec
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cet agencement est faible et qu'une force de traction vers l'avant devait être exercée.
Comme indiqué plus haut, les procédés connus de fabrication de barres rondes en acier utilisant un laminoir hélicoïdal entraînent un certain nombre de difficultés non résolues et ils sont en réalité encore loin d'une application pratique.
En dehors de ces inconvénients, il existe un besoin, afin d'augmenter le rendement de production, que des pièces coulées produites par une machine de coulée continue ou des blooms d'acier produits par un laminoir à blooms soient directement envoyés, sans être coupés, à un laminoir rotatif, pour leur allongement. Si on veut satisfaire à cette demande, il est nécessaire que la pièce à travailler ait la possibilité de ne pas être en rotation.
Pour cela, on a proposé un laminoir rotatif comportant un agencement de rouleaux inclinés, comme représenté sur les figures 7 à 9 (brevet japonais n 91806 de Showa 57). La figure 7 est une vue de face de l'ensemble des rouleaux de ce laminoir rotatif. La figure 8 est une coupe suivant la ligne VIII-VIII de la figure 7. La figure 9 est une vue de côté suivant la ligne IX-IX de la figure 7. Sur les figures, le repère 10'désigne une pièce à laminer et les repères 11', 12'et 13'désignent trois rouleaux coniques supportés à une extrêmité. La pièce 10'à laminer se déplace le long d'une ligne de passage X-X, dans la direction de la grande flèche.
Les rouleaux coniques 11', 12'et 13' sont supportés axialement dans une cage de rouleaux, non représentée, qui peut tourner autour de la ligne de passage X-X, les axes individuels Y-Y des rouleaux étant inclinés d'un angle t (angle de croisement) par rapport à la ligne de passage X-X et d'un angle (S (angle d'avance) dans la direction circonférentielle de la ligne de passage X-X, les extrémités de plus petit diamètre des rouleaux 11', 12' et 13'étant dirigées vers l'aval de la trajectoire de la
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pièce 10'à laminer, de sorte que les rouleaux coniques individuels peuvent tourner autour de leurs axes respectifs et autour de la ligne de passage X-X, pour laminer la pièce 10'.
Le réglage angulaire des rouleaux 11', 12'et 13'est en général tel que l'angle de croisement est de-50 à-60 (il faut noter à cepropos que l'angle de croisement est exprimé en valeurs positives lorsque les bouts d'arbre d'un même côté des rouleaux sont proches de la pièce 10'du côté d'entrée de celle-ci, et en valeurs négatives lorsqu'ils sont proches de la pièce 10'à laminer, de son côté de sortie), tandis que l'angle d'avan- ce est de 30 à 60.
Toutefois, les essais effectués par la présente demanderesse ont montré que, bien que le procédé présente. l'avantage que les produits laminés suivant ce procédé ne supportent pas beaucoup d'effort de cisaillement dû à la torsion de surface, son apport éventuel en ce qui concerne la correction de défauts internes, tels que porosité ou autres, reste douteux. On a également constaté que le procédé ne permet pas un rendement élevé de laminage et ne procure pas de précision dimensionnelle suffisante en ce qui concerne le diamètre extérieur du produit.
La présente invention a été établie à partir de la situation de l'art antérieur et des difficultés qui y sont associées, comme décrit ci-dessus.
La présente invention a pour objet un procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire qui permet une réduction élevée et un fort rendement de production.
L'invention a également pour objet un procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire, qui risque moins d'engendrer un effort de cisaillement circonférentiel et qui n'entraîne pas de risque de fissurations internes amorcées par des inclusions, sous contrainte de cisaillement, même lorsqu'on lamine une matiè-
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re moins facile à travailler, c'est-à-dire ayant une déformabilité thermique faible.
L'invention vise également un procédé qui permet la fabrication à haut rendement de produits métalliques à section circulaire, à partir de billettes (qui présentent en général une porosité centrale) produites par coulée continue. De façon plus spécifique, l'invention vise un procédé qui permet de fabriquer des produits métalliques à section circulaire à partir de billettes de coulée continue, au moyen d'un laminoir rotatif, de façon à ce que l'effort de cisaillement circonférentiel soit réduit afin d'éviter des fractures internes possibles amorcées par des porosités, ou des fractures dites de Mannesmann, et de façon à ce que les porosités soient consolidées (effacées) et réduites au minimum par un laminage suffisant.
La présente invention a encore pour objet un procédé qui permet un laminage à forte réduction de matières moins faciles à travailler et qui convient pour le raccordement direct à une coulée continue et/ou à d'autres opérations de laminage, afin d'obtenir une production de grand rendement de produits métalliques de haute qualité à section transversale circulaire.
La présente invention procure un procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire, qui comprend les opérations de production d'une pièce pleine en forme de barre, à section transversale circulaire ou hexagonale ou polygonale d'ordre supérieur, et d'allongement de la pièce en une pièce pleine à section transversale circulaire, par réduction de son diamètre, ce procédé étant caractérisé en ce qu'on utilise un laminoir rotatif dans l'opération d'allongement, pendant laquelle la pièce à laminer est mise en rotation, ce laminoir rotatif comprenant trois ou quatre rouleaux disposés autour d'une ligne de passage pour la pièce à travailler,
les axes des rouleaux étant inclinés ou inclinables de façon à ce que
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les bouts d'arbre des rouleaux du côté d'entrée de la pièce soient proches de la ligne de passage, suivant un angle de croisement Y, ces axes étant inclinés suivant un angle d'avance (3 de façon à ce que les bouts d'arbre d' un même côté des rouleaux soient orientés dans la même direction circonférentielle de la pièce à laminer, les rouleaux étant supportés à leurs deux extrémités respecti-
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ves, et en ce que les angles de croisement et d'avance sont fixés à l'intérieur des plages suivantes 00 < 't < 30 < < 15050 < '+ (2, < 300.
L'invention procure également un procédé de fabrication de produits métalliques à section transversale circulaire, qui comprend les opérations de production d' une pièce pleine en forme de barre, à section transversale circulaire ou hexagonale ou polygonale d'ordre supérieur, et d'allongement de la pièce en une pièce pleine de section transversale circulaire, par réduction de son diamètre, ce procédé étant caractérisé en ce qu'on utilise un laminoir rotatif dans l'opération d'allongement (pendant laquelle la pièce à travailler n'est pas mise en rotation), ce laminoir rotatif comportant trois ou quatre rouleaux qui peuvent tourner sur leurs arbres respectifs et qui sont disposés dans une cage pouvant tourner autour d'une ligne de passage de la pièce à travailler,
les axes des rouleaux étant inclinés ou inclinables de façon à ce que les bouts d'arbre des rouleaux du côté d'entrée de la pièce soient proches de la ligne de passage, suivant un angle de croisement, ces axes étant inclinés suivant un angle d'avance de façon à ce que les bouts d'arbre d'un même côté des rouleaux soient orientés dans la même direction circonférentielle de la pièce à travailler, et en ce que les angles de croisement et d'avance sont réglés à l'intérieur des plages suivantes :
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00 < X < 600 30 < (3 > D'autres objets et avantages de l'invention ap- < 450paraitront aux hommes de l'art à la lecture de sa description détaillée ci-après et des dessins annexés.
La figure 1 est une vue de face schématique, illustrant la construction d'un laminoir rotatif usuel à rouleaux inclinés ; la figure 2 est une coupe suivant la ligne II-II de la figure 1 ; la figure 3 est une vue de côté définissant un angle d'avancer ; la figure 4 est une vue de face schématique qui illustre un procédé connu pour le laminage hélicoïdal d'une pièce ronde en acier ; la figure 5 est une coupe suivant la ligne V-V de la figure 4 ; la figure 6 est une vue de côté montrant un angle d'avance r i la figure 7 est une vue de face qui illustre l'agencement des rouleaux, dans un autre laminoir rotatif rotatif de type connu ; la figure 8 est une coupe suivant la ligne VIIIVIII de la figure 7 ;
la figure 9 est une vue de côté suivant la ligne IX-IX de la figure 7 ; la figure 10 est une vue de face schématique qui illustre la construction d'un laminoir rotatif utilisé dans la mise en oeuvre du procédé suivant la présente invention ; la figure 11 est une coupe suivant la ligne XIXI de la figure 10 ; la figure 12 est une vue de côté illustrant un angle d'avance ; la figure 13 est une coupe à travers une pièce d'essai pour la mesure de l'effort de cisaillement circon-
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férentiel ; la figure 14 est une coupe illustrant une configuration de la pièce après laminage, à titre d'exemple ; la figure 15 est une représentation schématique de la déformation circonférentielle par cisaillement ;
les figures 16 (a), 16 (b) et 16 (c) sont des graphiques qui illustrent l'effet de l'angle d'avance et de l'angle de croisement sur le comportement de contraction de trous artificiels ; la figure 17 est une représentation illustrant l'effet de l'angle d'avance et de l'angle de croisement sur la contraction d'une porosité interne, dans des billettes rondes provenant d'une coulée continue ; les figures 18 (a) et 18 (b) sont des vues de face et de côté d'éprouvettes pour la mesure de l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface ; la figure 19 est une vue de côté illustrant la configuration d'une gorge après laminage ; la figure 20 est un graphique de l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface ; les figures 21 (a), 21 (b) et 21 (c) sont des diagrammes de mesures de précision dimensionnelle longitudinale ;
la figure 22 est un graphique de mesures de vitesse de laminage ; les figures 23 et 24 sont des vues explicatives de la fracture de Mannesmann ; la figure 25 est une vue de face schématique qui illustre la construction d'un laminoir rotatif utilisé dans la mise en oeuvre du procédé conforme à l'invention ; la figure 26 est une coupe suivant la ligne XXVIXXVI de la figure 25 ; la figure 27 est une coupe suivant la ligne XXVII-XXVII de la figure 25 ;
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la figure 28 est une représentation schématique de la déformation circonférentielle de cisaillement ; les figures 29 (a) et 29 (b) sont des graphiques qui illustrent l'effet de l'angle d'avance et de l'angle de croisement sur la contraction de trous artificiels ;
la figure 30 est une représentation illustrant l'effet de l'angle d'avance et de l'angle de croisement sur la consolidation d'une porosité interne, dans des billettes rondes de coulée continue ; la figure 31 est un graphique de l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface ; la figure 32 est un graphique de mesures de précision dimensionnelle longitudinale ; et la figure 33 est un graphique de mesures de vitesse de laminage.
Le procédé conforme à la présente invention est décrit maintenant en détail, d'abord avec référence à une disposition dans laquelle une pièce ou matière à travailler est mise en rotation.
La figure 10 est une vue de face illustrant la pièce 30 en cours de laminage, vue du côté d'entrée de la pièce à travailler, un dispositif à trois rouleaux étant utilisé conformément à l'invention. La figure 11 est une coupe suivant la ligne XI-XI de la figure 10, et la figure 12 est une vue de côté représentant un angle d'avancer utilisé dans l'agencement des rouleaux. Les trois rouleaux 31,32 et 33 comportent des gorges 31a, 32a et 33a respectzivement, adjacentes aux extrémités des rouleaux du côté de sortie de la pièce laminée. A partir de la gorge, le diamètre de chaque rouleau diminue linéairement vers son bout d'arbre du côté d'entrée de la pièce et son diamètre augmente linéairement ou suivant un profil courbe du côté de sortie de la pièce.
Par conséquent, les rouleaux 31,32 et 33 sont sensiblement tronconiques et comportent des surfaces d'entrée 31b, 32b et 33b et des surfaces de sortie
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31c, 32c et 33c. Les rouleaux 31,32 et 33 sont disposés de façon à ce que leurs surfaces d'entrée 31b, 32b et 33b se trouvent du côté amont de la trajectoire de la pièce 30 à travailler et que les points d'intersection 0 entre les axes Y-Y des rouleaux et un plan contenant les gorges 31a, 32a et 33a (ces points d'intersection 0 étant appelés, dans ce qui suit, centres de réglage des rouleaux, de la même façon que sur les figures 1 à 6) soient situés sensiblement à égale distance les uns des autres autour de la ligne de passage X-X et dans un plan rencontrant perpendiculairement la ligne de passage X-X.
Les axes Y-Y des rouleaux 31,32 et 33 sont croisés (inclinés) suivant un angle de croisement K à l'endroit de leur centre 0 de réglage de rouleau respectif, par rapport à la ligne de passage X-X, de façon à ce que leurs bouts d'arbre avant soient proches de la ligne de passage X-X, comme représenté sur la figure 11, et qu'en même temps leurs bouts d'arbre avant soient inclinés d'un angle d'avance vers le même côté circonférentiel de la pièce 30, comme représenté sur les figures 10 et 12. Les rouleaux 31,32 et 33, accouplés à une source d'entraînement non représentée, sont mis en rotation dans le même sens, comme indiqué par les flèches sur la figure 10, de sorte qu'une pièce chaude 30 vissée entre les rouleaux est déplacée vers l'avant dans la direction axiale, tout en étant mise en rotation sur son axe.
Ainsi, la pièce 30 est réduite diamètralement à un degré élevé, pendant qu'elle se visse vers l'avant.
La configuration de la pièce 30 à travailler à chaud est de préférence circulaire en section transversale, mais elle peut être hexagonale ou polygonale d'ordre supérieur. Puisque la pièce 30 est soumise à un laminage pendant sa rotation, une pièce comportant un plus petit nombre d'angles peut exercer des chocs importants sur le laminoir rotatif, ce qui est gênant pour l'opération de laminage. Un profil carré est indésirable, car il serait tor-
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du. L'exécution de l'opération de production de barres ou de billettes, ou de l'opération d'allongement de la pièce au moyen du laminoir rotatif représenté sur les figures 10 à 12, est décrite ci-après.
Comme déjà indiqué, des valeurs particulières sont fixées pour les angles de laminage ,/3. et Y + . Du côté de la limite supérieure, l'angle de croisement t est réglé à moinsde 150. La raison en est que, lorsque Y est supérieur à cette limite, il risque de se produire une certaine interférence, du côté aval de la trajectoire de la pièce, entre les extrémités des rouleaux et la partie d'une chaise de laminoir qui est située près de la ligne de passage. Du côté de la limite inférieure,
Y est réglé à une valeur supérieur à 0 car un angle
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de croisement Y 4 00 permet pas de supprimer la défor- mation circonférentielle de cisaillement à un endroit proche de l'axe de la pièce, pour obtenir une précision dimensionnelle longitudinale satisfaisante.
La limite supérieure de l'angle d'avance est définie à 200. La raison est la même que dans le cas de la limite supérieure pour y. La limite inférieure est 0 > 3 . Lorsque (a est inférieur à 3 , il est impossible de réduire au minimum la déformation de cisaillement circonférentielle en un point proche du centre de la pièce et d'obtenir un bon effet de consolidation des porosités internes dans des billettes de coulée continue ou des blooms.
La limite supérieure de + est de 300. Lorsque cette limite est dépassée, il y a une interférence importante entre la chaise de laminoir et les rouleaux, comme déjà indiqué. En outre, il devient difficile de maintenir les paliers des rouleaux logés dans la chaise de laminoir. Tout cela rend impossible de conserver la disposition de supportage aux deux extrêmités, pour les rouleaux. La limite inférieure de + r est de 5 . Pour toute valeur au-dessous de cette limite, il est impossible d'obtenir une efficacité pratique de laminage (vitesse) et de plus
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il est difficile de consolider les porosités dans les pièces provenant de l'étage de coulée continue.
Les conditions définies ici pour d et (-sont très différentes de celles qui sont prévues dans l'art antérieur, en ce que les valeurs de Y sont positives. En fait, la fixation de l'angle de croisement à une valeur positive procure un effet favorable à la consolidation de la porosité interne et à la limitation de la contrainte de cisaillement circonférentielle. La structure de supportage aux deux extrémités des rouleaux est destinée à augmenter la rigidité du laminoir et à éviter la formation de marques hélicoïdales. Une telle structure support est décrite dans l'article"Etude du laminage hélicoïdal", cité plus haut.
Divers essais ont été effectués pour préciser les avantages de l'invention. Les résultats de ces essais sont indiqués ci-après. Les pièces utilisées pour le laminage sont en acier mi-dur au carbone (0, 45% de carbone).
Toutes les pièces sont chauffées à 1200 C et soumise à un laminage.
EXEMPLE 1 Effort de cisaillement circonférentiel
Cinq tiges 40, de 2,5 mm de diamètre chacune, sont noyées dans chaque pièce de matière de départ, de 70 mm de diamètre et 300 mm de longueur, en position axialement parallèle, de façon à ce qu'elles soient situées sur le même rayon, comme représenté sur la figure 13. Après laminage, on contrôle le déplacement des tiges 40 (qui représente le mouvement du métal) pour déterminer l'effort de cisaillement circonférentiel dans une section tranversale de la matière travaillée.
Les conditions de laminage sont les suivantes : l'angle d'avance r) est fixé à p = 70 ; l'angle de croise-
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ment g est modifié à trois valeurs différentes, à savoir 9 , à l'intérieur de la plage définie dans la présente in-
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vention, et 00 et-9 , qui sont toutes deux en dehors de cette plage ; et la réduction de section est modifiée à quatre valeurs différentes, à savoir 60%, 70%, 75% et 80%, pour chaque angle de croisement Y utilisé. Les résultats des essais sont indiqués sur la figure 15, sur laquelle le déplacement des tiges, reliées par une ligne continue, est représenté pour chaque cas.
Les résultats montrent que, lorsque la réduction de section augmente, l'effort de cisaillement circonférentiel devient sensible, en fonction de l'angle de croisement utilisé, et que l'effort de cisaillement circonférentiel est le plus petit pour Y = go, bien que la différence entre les différents cas soit faible lorsque la réduction de section est petite. D'autre part, on voit que dans le cas de X = 9 , il n'y a pas d'effort de cisaillement circonférentiel en un point adjacent à l'axe de la pièce, c'est-à-dire que le déplacement du métal suit une configuration rectiligne, tandis que dans le cas de t =-9 , il se produit une déformation de cisaillement circonférentielle notable sur toute la section transversale, y compris sa partie centrale.
Lorsque t = 00, la situation est intermédiaire entre les deux autres cas. Ainsi, les résultats d'essai montrent que par ré-
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glage de l'angle de croisement à > 0 , ou de préférence par utilisation d'une valeur Y plus grande, il est possi- ble d'éviter un effort de cisaillement en un point adjacent à l'axe de la section transversale de la pièce. L'absence d'effort de cisaillement circonférentiel a pour conséquence qu'il n'y a pas de champ de contrainte de cisaillement circonférentielle. Par conséquent, lorsqu'on utilise le procédé conforme à la présente invention, il ne se produit pas de fissure due à une porosité interne et donc pas de fracture de Mannesmann.
EXEMPLE 2 Comportement de contraction de trou artificiel
Des pièces de matière de base, ayant chacune un
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diamètre de 70 mm et une longueur de 300 mm, dans lesquelles sont percés des trous artificiels (pour simuler une porosité centrale) de 2 mm, 4 mm et 6 mm de diamètre, sont utilisées comme pièces à travailler. Après laminage de ces pièces, on examine l'effet du laminage sur la fermeture des trous artificiels. Pendant l'opération de laminage, on modifie l'angle d'avance ss à six valeurs différentes, dans une plage de 30 à 130, et on modifie l'angle
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de croisement v à trois valeurs différentes comme dans l'exemple 1, c'est-à-dire = 9 , à l'intérieur de la plage définie dans la présente invention, et = 0 et - toutes deux à l'extérieur de cette plage.
Le pourcen- tage de réduction de diamètre est fixé à 53% (réduction d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les résultats des essais sont indiqués sur les figures 16 (a), 16 (b) et 16 (c).
Les faits suivants sont nettement prouvés par les résultats. Lorsque (= 90, des trous artificiels jusqu'à 4 mm de diamètre peuvent être contractés ou refermés, si 13'. Lorsque-9', par contre, même les trous les plus petits, de 2 mm de diamètre, ne sont pas contractés, même si 0 = 130. Dans le cas de t = 0 , on peut obtenir un effet intermédiaire entre les deux cas précédents, des trous artificiels de 2 mm de diamètre étant contractés lorsque 0 = 130. Que que soit l'angle de croisement l'angle d'avance a un effet sur la contraction des trous artificiels et plus l'angle d'avance ss est grand, plus son effet sur la contraction est important.
Ainsi, on peut dire que lorsque y > 00 et plus les angles de croisement et d'avance sont réglés à des valeurs élevées, plus l'effet de consolidation obtenu en ce qui concerne la porosité interne est grand.
EXEMPLE 3 Caractéristiques de consolidation de la porosité interne dans une billette de coulée continue.
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L'effet sur la consolidation de la porosité interne est examiné, avec utilisation de pièces de matière de base produites par coulée continue.
On utilise des pièces à laminer, dont chacune est constituée d'un tronçon de barre ronde de 70 mm de diamètre et 300 mm de longueur provenant d'une partie centrale d'une billette de coulée continue de forte section, de 380 mm de diamètre. La pièce est laminée avec une réduction de section de 78% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les conditions de laminage sont les suivantes : l'angle d'avance ci est modifié à trois valeurs différentes, 4 , 8 et 12 , et l'angle de croisement ( à trois valeurs différentes, 90, 00 et-9 , c'est-à-dire au total neuf cas. Pendant l'opération de laminage, le laminoir rotatif est arrêté afin d'obtenir des pièces semilaminées.
Ces pièces sont coupées longitudinalement par moitié et les pièces ainsi coupées sont examinées en ce qui concerne leur état de porosité interne. Les résultats de l'examen sont représentés sur la figure 17.
On remarque les points suivants : i) lorsque l'angle de croisement X =-9 , des défauts amorcés par une porosité dans la matière de base se développent sous l'influence de la contrainte de cisaillement circonférentielle. Autrement dit, il se produit un phénomène de fracture dite de Mannesmann. Plus l'angle d'avance est grand et plus le degré de fracture est faible. Toutefois, il est difficile d'obtenir une configuration interne saine.
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ii) Lorsque l'angle de croisement la porosité est complètement consolidée (effacée), même si l'angle d'avance CI est réglé à une valeur faible. iii) Lorsque l'angle de croisement (= la situation est intermédiaire entre les deux cas ci-dessus. Si l' angle d'avance (est plus grand, la consolidation de la porosité interne est favorable.
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Par suite, lorsqu'on soumet des billettes de coulée continue à un laminage, il est souhaitable d'utiliser un angle de croisement > 0 , et de préférence un angle de croisement plus grand, et un angle d'avance relativement grand, du point de vue de la consolidation de la porosité interne.
EXEMPLE 4 Effort de cisaillement dû à la torsion de surface
L'effort de cisaillement du à la torsion de surface est le seul facteur pour lequel la présente invention se compare défavorablement aux deux procédés connus cités plus haut.
Des pièces à laminer sont préparées par formage d'une gorge longitudinale 41, de 1 mm de profondeur et 1 mm de largeur, sur la surface de la matière de base, comme représenté sur les figures 18 (a) et 18 (b). Chaque pièce est laminée avec une réduction de section de 78% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33mm). Les mesures de l'angle de torsion relatif à la gorge 41 après laminage sont indiquées sur la figure 20. L'expression "angle de torsion"désigne un angle défini entre une ligne droite parallèle à l'axe, sur la surface, et la trace de la gorge 41, comme représenté sur la figure 19.
Les conditions de laminage sont les suivantes : l'angle d'avance p est modifié à six valeurs différentes, dans la plage de 3 à 13 , et l'angle de croisement est modifié
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à trois valeurs différentes, 9 , 0 c'est-à-dire dix-huit cas au total. Les résultats font apparaitre les faits suivants. i) Lorsque-9', l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface est négligeable. ii) Lorsque Y = 9 , l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface est sensible. Toutefois, on peut réduire ce défaut par utilisation d'un angle d'avance plus grand.
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iii) Lorsque t = 0 , la situation est intermédiaire entre les deux cas ci-dessus.
Ainsi, on peut dire que lorsqu'on applique le procédé conforme à la présente invention il est préférable de choisir un angle d'avance relativement grand, du point de vue de la diminution de l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface.
EXEMPLE 5 Précision dimensionnelle longitudinale
Des pièces de matière de base, ayant chacune un diamètre de 70 mm et une longueur de 300 mm, sont laminées avec une réduction de section de 67% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 40 mm). On examine les variations dimensionnelles longitudinales. Les conditions de laminage sont les suivantes : l'angle d'avance est réglé à (-= 4'eut l'angle de croisement est modifié à trois valeurs différentes, 90, 0 et -9 . Les résultats sont indiqués sur les figures 21 (a), 21 (b) et 21 (c). Lorsque Ö = 9 , la plage de variation est de 0, 10% et lorsque Y =-9 elle est + 0, 75%. Lorsque = 0 , la variation est intermédiaire entre les deux cas ci-dessus.
On voit que l'angle de croisement Y > 00 est efficace en ce qui concerne la précision dimensionnelle.
EXEMPLE 6 Vitesse de laminage
On examine les vitesses de laminage dans le cas de pièces de base de 70 mm de diamètre, laminées avec une réduction de section de 78% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les conditions de laminage sont les suivantes : vitesse de rotation de rouleau 100 t/mn ; diamètre de gorge de rouleau 250 mm ; angle d'avance (-modifié
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à six valeurs différentes, de 30 et angle de croisement t modifié à trois valeurs différentes, 9 , 0 - soit au total dix-huit variations d'angle. Les résultats sont indiqués sur la figure 22. Lorsque g = 9 , des vitesses de laminage plus élevées sont possibles. La vites-
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se de laminage tend à augmenter lorsque l'angle d'avance augmente.
Par conséquent, pour accroître le rendement de laminage, il est souhaitable de régler l'angle de croi- sement > 00, et de préférence plus grand, l'angle d'a- vance étant fixé à une valeur raisonnablement grande.
EXEMPLE 7 Exemples d'application au laminage de matières difficiles à travailler
Des aciers alliés à forte teneur en nickel et forte teneur en chrome, comme spécifiés dans le tableau cidessous, sont examinés en ce qui concerne leur facilité de travail dans l'opération d'allongement conforme à la présente invention. Chaque pièce de matière est chauffée à une température spécifique, à laquelle sa déformabilité est faible, puis elle est. soumise à un laminage. On constate qu'un laminage à forte réduction est possible, avec une réduction par passe de 40 à 80%. Lorsque la réduction est supérieure à 80%, la température de la pièce à travailler devient trop élevée au point que la déformabilité de la pièce disparait pendant le laminage jusqu'à ce qu'elle soit réduite en pièces finies.
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<tb>
<tb>
Echantillon <SEP> Ni <SEP> Cr <SEP> Mo <SEP> Tempérano <SEP> ture <SEP> de
<tb> chauffage
<tb> 1 <SEP> 49,2 <SEP> 24,4 <SEP> 5,8 <SEP> 12100C
<tb> 2 <SEP> 6,84 <SEP> 25,8 <SEP> 3,0 <SEP> 1240
<tb> 3 <SEP> 9,20 <SEP> 18,1 <SEP> 0,16 <SEP> 1200
<tb> 4 <SEP> 11,7 <SEP> 17,0 <SEP> 2,3 <SEP> 1200
<tb> 5 <SEP> 36,5 <SEP> 26,4 <SEP> 3,2 <SEP> 1210
<tb> 6 <SEP> 40,5 <SEP> 30,5 <SEP> 3,2 <SEP> 1210
<tb>
L'opération d'allongement décrite ci-dessus peut être utilisée dans différents procédés de fabrication de produits sidérurgiques, de la façon suivante.
Un mode de mise en oeuvre consiste à utiliser
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l'opération d'allongement comme stade de blooming dans la fabrication du produit sidérurgique. Dans ce cas, les billettes sortant d'une machine de coulée continue sont envoyées à l'étage d'allongement et les pièces laminées à cet étage peuvent être ensuite envoyées à un train à tubes, un train à fers marchand, un train à fils ou un train à profilés, selon le type du produit.
Les matières coulées à partir de lingots peuvent également être envoyées, comme pièces à travailler, à l'étage d'allongement, ou bien les lingots sont passés dans un laminoir à blooms et transformés en billettes qui sont à leur tour envoyées à l'étage d'allongement.
Un autre mode de mise en oeuvre consiste à utiliser l'opération d'allongement suivant l'invention comme étage de laminage de dégrossissage, pour l'envoi de pièces à un train à fers marchand ou un train à fils. Dans ce cas, les billettes coulées par une machine de coulée continue sont envoyées à l'étage d'allongement, pour laminage de dégrossissage, et les pièces ainsi dégrossies sont ensuite envoyées à un laminoir intermédiaire ou de finition pour la fabrication de barres ou tiges. Il est également possible que des blooms coulés par une machine de coulée continue soient soumis à un blooming et envoyés ensuite à l'étage d'allongement pour un laminage de dégrossissage, les pièces ainsi dégrossies étant ensuite envoyées à un laminoir intermédiaire ou de finition pour la fabrication de barres ou de fils.
En outre, il est possible d'envoyer des billettes, obtenues par blooming de lingots, à l'étage d'allongement pour un laminage de dégrossissage, le produit étant ensuite envoyé à un laminoir intermédiaire ou de finition pour la fabrication de barres ou de fils.
Un autre mode de mise en oeuvre consiste à utiliser l'opération d'allongement comme étage de laminage de fers marchand. Dans ce cas, des billettes produites par une machine de coulée continue sont envoyées à cet étage
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d'allongement, pour laminage en barres. En variante, des blooms coulés par une machine de coulée continue sont transformés en billettes et les billettes ainsi obtenues sont envoyées au dit étage d'allongement, pour transformation en barres. Il est également possible d'envoyer des billettes, obtenues par blooming de lingots, au dit étage d'allongement, pour la fabrication de barres.
On explique maintenant les raisons pour lesquelles la fracture dite de Mannesmann peut être diminuée par utilisation d'un laminoir rotatif à trois ou quatre rouleaux. Si, comme représenté sur les figures 23 et 24, les efforts des rouleaux s'exercent sur une pièce à section circulaire, dans deux ou trois directions, une contrainte de traction appelée"tension secondaire"est engendrée dans la partie centrale de la matière, dans le cas où on utilise deux rouleaux, ou dans une partie radialement centrale lorsqu'on utilise trois rouleaux, comme indiqué schématiquement par les lignes obliques sur la figure 24. Cette tension secondaire induit une fracture de Mannesmann.
Par conséquent, lorsqu'on utilise deux rouleaux, cette fracture se développe dans la partie centrale. Lorsqu'on utilise trois rouleaux et si les angles de croisement et d'avance (et 0 sont choisis comme décrits plus haut, aucune tension secondaire n'est engendrée, de sorte qu'on peut éviter toute fracture de Mannesmann. Il faut noter que la zone sensible à la fracture de Mannesmann est plus petite lorsqu'on utilise quatre rouleaux que dans le cas de trois rouleaux, les effets anti-fracture constatés avec trois rouleaux existant également lorsqu'on utilise quatre rouleaux. Toutefois, l'utilisation de cinq rouleaux ou davantage n'est pas pratique du point de vue de l'implantation des rouleaux et, par conséquent, le nombre de rouleaux est limité à trois ou quatre.
On décrit maintenant en détail une autre version du procédé conforme à l'invention, dans laquelle la pièce ou matière à travailler n'est pas mise en rotation pendant
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le laminage.
La figure 25 est une vue en élévation schématique illustrant l'agencement de rouleaux dans un laminoir rotatif utilisé pour la mise en oeuvre du procédé. La figure 26 est une coupe suivant la ligne XXVI-XXVI de la figure 25. La figure 27 est une vue de côté suivant la ligne XXVII-XXVII de la figure 25. Sur les figures, le repère 30 désigne la pièce à travailler et les repères 31,32 et 33 désignent les rouleaux. La pièce 30, produite par une machine de coulée continue par exemple, est envoyée au laminoir rotatif à la même vitesse que la coulée, dans la direction de la grande flèche. Les rouleaux 31, 32 et 33 du laminoir rotatif comportent des gorges 31a, 32a et 33a respectivement, adjacentes aux extrémités des rouleaux du côté de sortie de la pièce.
A partir de la gorge comme limite, le diamètre de chaquerouleau diminue linéairement vers le bout d'arbre du rouleau du côté d'entrée de la pièce et augmente linéairement ou suivant un profil courbe du côté de sortie de la pièce. Par conséquent, les rouleaux 31,32 et 33 sont sensiblement tronconiques et comportent des surfaces d'entrée 31b, 32b et 33b et des surfaces de sortie 31c, 32c et 33c.
Les rouleaux 31,32 et 33 sont disposés de façon à ce que leurs surfaces d'entrée 31b, 32b et 33b se trouvent du côté amont de la trajectoire de la pièce 30 et de façon à ce que les points d'intersection 0 entre les axes Y-Y des rouleaux et un plan contenant les gorges 31a, 32a et 33a (ces points d'intersection 0 étant appelés, dans ce qui suit, centres de réglage de rouleau) soient situés sensiblement à égale distance les uns des autres autour de la ligne de passage X-X et dans un plan qui coupe perpendiculairement la ligne de passage X-X.
Les axes Y-Y des rouleaux 31,32 et 33 sont croisés (inclinés) suivant unangle de croisement l'endroit de leurs centres 0 de réglage de rouleau respectifs, par rapport à la ligne de passage X-X, de façon à ce
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que leurs bouts d'arbre avant soient proches de la ligne de passage X-X, comme représenté sur la figure 26, et en même temps leurs bouts d'arbre avant sont inclinés d'un angle d'avance, vers le même côté circonférentiel de la pièce 30, comme représenté sur les figures 25 et 27. Les rouleaux sont supportés par leurs deux bouts d'arbre respectifs dans une cage, non représentée, qui peut tourner autour de la pièce 30. La cage et les rouleaux 31,32 et 33 sont accouplés à des sources d'entraînement respectives, non représentées.
Pendant qu'ils sont entraînés de manière à tourner sur leurs axes dans la direction des flèches indiquées sur la figure 25, les rouleaux 31,32 et 33 sont déplacés en rotation par la cage autour de la pièce 30, dans la direction de la flèche, pour laminer la pièce 30.
Dans la description ci-dessus, les rouleaux sont supportés dans la cage par leurs deux bouts d'arbre respectifs, mais il est entendu qu'ils peuvent être supportés à une extrêmité, de façon à ce que leurs bouts d'arbre respectifs à l'extrêmité de sortie de la pièce soient supportés dans la cage.
La section transversale de la pièce 30 à travailler à chaud est de préférence circulaire, mais elle peut être hexagonale ou polygonale d'ordre supérieur. Puisque le laminage est effectué par rotation de la cage, une section comportant un plus petit nombre d'angles peut exercer des chocs importants sur le laminoir rotatif, ce qui est un inconvénient pour l'opération de laminage. Un profil carré n'est pas souhaitable, car il serait tordu.
Les angles de croisement et d'avance sont réglés de manière à remplir les conditions ci-après : 0 < / < 60 ....... (1) 30 < r, < 450....... (2).
La limite supérieure de l'angle de croisement doit être < 60 , car si V est supérieur à cette limite les rouleaux interfèrent les uns avec les autres, de
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sorte que le diamètre visé du produit ne peut pas être obtenu. Du côté de la limite inférieure, Y doit être supé-
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0 0 iffp0ssirieur à 0 un angle de croisement ble l'élimination de la déformation circonférentielle de cisaillement en un point proche du centre de la pièce, pour obtenir. une précision dimensionnelle longitudinale satisfaisante.
La limite supérieure de l'angle d'avance 0 doit être ç < 450, car si 0 est plus grand la structure support d'arbre nécessaire pour obtenir une rigidité suffisante du laminoir serait trop grande, ce qui ne permettrait pas d'obtenir une vitesse de laminage suffisante lorsque le laminage doit être effectué pendant la rotation du laminoir. La limite inférieure de doit être supérieure à 3 . Si P est de 3 ou inférieur à 3 , il est impossible de réduire au minimum la déformation circonférentielle de cisaillement en un point proche du centre de la pièce et d'obtenir un effet satisfaisant de consolidation de la porosité interne dans des billettes (blooms) de coulée continue.
Les valeurs de et r définies ci-dessus diffèrent beaucoup de celles qui sont prévues dans l'art antérieur, en ce que les valeurs de ( sont positives et les valeurs de ? sont plus grandes. Ceci est un facteur qui contribue de façon importante à améliorer la consolidation de la porosité et à limiter la contrainte de cisaillement circonférentielle.
On décrit maintenant les résultats de divers essais effectués pour préciser les avantages du procédé conforme à l'invention. Les pièces utilisées pour le laminage sont en acier mi-dur au carbone (0, 45% de carbone).
Toutes les pièces sont chauffées à 1200 C. Pour l'opération de laminage, la vitesse de rotation de la cage est fixée à 150 t/mn et celle des rouleaux à 50 t/mn.
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0EXEMPLE 8 Effort de cisaillement circonférentiel
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/ Cinq tiges 40, ayant chacune un diamètre de 2,5 mm, sont noyées dans chaque pièce de matière de base, d'un diamètre de 70 mm et d'une longueur de 300 mm, en relation axialement parallèle, de façon à ce qu'elles se trouvent sur le même rayon, comme représenté sur la figure 13. Après laminage, le déplacement des tiges 40 (qui représente le déplacement du métal) est examiné pour déterminer l'effort de cisaillement circonférentiel dans une section transversale de la matière laminée.
Les conditions de laminage sont fixées comme suit : l'angle d'avance
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est réglé à CD l'angle de croisement g à deux valeurs différentes, à savoir 90 la plage définie par de cette plage ; et la réduction de section est modifiée à quatre valeurs différentes, à savoir 60%, 70%, 75% et'80% pour chaque angle de croisement # utilisé. Les résultats des essais sont reportés sur la figure 28, sur laquelle le déplacement des tiges, reliées par une ligne continue, est indiqué pour chaque cas.
Les résultats montrent que, lorsque la réduction de section augmente, l'effort de cisaillement circonférentiel devient notable en fonction de l'angle de croisement utilisé et que, lorsque = 90, l'effort circonférentiel est le plus petit, bien qu'il y ait peu de différence entre les différents cas, si la réduction de section est faible.
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On voit également que, lorsque = 90, il n'y a pas d'effort de cisaillement circonférentiel en un point proche du centre de la section transversale de la pièce (c'est-à-dire que le déplacement du métal présente une configuration rectiligne), alors que dans le cas où y =-9 , il se produit une déformation de cisaillement circonférentielle notable dans toute la surface y compris sa partie centrale. Autrement dit, par réglage de l'angle de croisement à X' > 00, et de préférence à une valeur plus grande, on peut empêcher un effort de cisaillement en un point proche de l'axe de la
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section transversale de la pièce. L'absence d'effort de cisaillement circonférentiel a pour conséquence qu'il n' existe pas de champ de contrainte de cisaillement circonférentielle.
Par conséquent, lorsqu'on utilise le procédé conforme à l'invention, il ne se produit pas de fissure due à une porosité interne, et donc pas de fracture de Mannesmann.
EXEMPLE 9 Comportement de contraction de trous artificiels
Des pièces de matière de base, ayant chacune un diamètre de 70 mm et une longueur de 300mm, dans lesquelles sont percés des trous artificiels de 2 mm, 4 mm et 6 mm de diamètre pour simuler une porosité centrale, sont utilisées comme pièces à travailler. Après laminage de ces pièces, on examine l'effet du laminage sur le comportement de contraction des trous artificiels. L'angle d'avance est modi-
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fié à six valeurs différentes, dans une plage de 3 et l'angle de croisement r est modifié à deux valeurs dif- à 13 ,férentes, à savoir y = 9 , dans la plage définie par la présente invention, et Y = -go, en dehors de cette plage, comme dans le cas de l'exemple 8.
La réduction de diamètre extérieur est fixée à 53% (réduction d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les résultats des essais sont reportés sur les figures 29 (a) et 29 (b).
Ces résultats montrent clairement les faits suivants. Lorsque Y = 9 , des trous artificiels jusqu'à un diamètre de 4 mm peuvent être contractés ou refermés, si r-= 130. Lorsque t =-9 , par contre, même les plus petits trous de 2 mm de diamètre ne sont pas refermés, même si ss = 13 . Quel que soit l'angle de croisement V, l'angle d'avance p* a un effet sur le comportement de contraction des trous artificiels et plus l'angle d'avance ( est
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grand, plus son effet sur la contraction est important.
Ainsi, on peut dire que, lorsque Y > 0 si les angles de croisement et d'avance sont réglés à des va-
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leurs élevées, on obtient un plus grand effet de consolidation en ce qui concerne la porosité interne.
EXEMPLE 10 Caractéristiques de consolidation de la porosité interne dans des billettes de coulée continue.
L'effet sur la consolidation de la porosité interne est examiné à l'aide de pièces de matière de base produites par une machine de coulée continue.
On utilise des pièces à travailler, constituées chacune d'un tronçon de barre ronde de 70 mm de diamètre et 300 mm de longueur provenant d'une partie centrale d' une billette de coulée continue de forte section, d'un diamètre de 380 mm. La pièce est laminée pour obtenir une réduction de section de 78% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les conditions de laminage sont : angle
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d'avance modifié à trois valeurs différentes, 4 , 8 12 , et angle de croisement à deux valeurs différentes, et90 et-9 , soit au total six cas de fonctionnement. Pendant l'opération de laminage, on arrête le laminoir rotatif pour obtenir des pièces semi-laminées. Ces pièces sont coupées longitudinalement par moitié et les pièces ainsi coupées sont examinées en ce qui concerne l'état de porosité interne.
Les résultats de l'examen sont présentés sur la figure 30. On constate les points suivants : i) Lorsque l'angle de croisement \ =-9 , des défauts amorcés par une porosité de la matière de base se développent sous l'influence de la contrainte de cisaillement circonférentielle. En fait, il se produit un phénomène de fracture dite de Mannesmann. Plus l'angle d'avance r est grand et plus l'importance de cette fracture est faible. Toutefois, il est difficile d'obtenir une configuration interne saine. ii) Lorsque l'angle de croisement t = 90, la porosité est complètement consolidée (effacée) même si l'angle d'a-
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avance est réglé à une valeur faible.
Par suite, lorsque des billettes de coulée continue sont soumises à un laminage, il est souhaitable d'utiliser un angle de croisement y > 0 , et de préférence un angle de croisement de valeur élevée, et un angle d'avance relativement grand, du point de vue de la consolidation de la porosité interne.
EXEMPLE 11 Effort de cisaillement dû à la torsion de surface
L'effort de cisaillement dû à la torsion de surface est le seul facteur pour lequel la présente invention se compare défavorablement aux deux procédés connus, cités plus haut. Des pièces à travailler sont préparées par formage longitudinal d'une gorge 41, de 1 mm de profondeur et 1 mm de largeur, sur la surface de la matière de base, comme représenté sur les figures 18 (a) et 18 (b). Chaque pièce est laminée pour obtenir une réduction de section de 78% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les mesures d'angle de torsion, relatives à la gorge 41 après laminage, sont indiquées sur la figure 31. L'expression "angle de torsion"désigne un angle défini entre une ligne droite parallèle à l'axe, sur la surface, et la trace de la gorge 41, comme représenté sur la figure 19.
Les
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conditions de laminage sont : angle d'avance à six valeurs différentes, dans la plage de 3 et angle de croisement Ó modifié à deux valeurs différentes, 9 c'est-à-dire dix-huit cas au total. Les mesures font apparaitre les points suivants : i) Lorsque =-9 , l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface est négligeable. ii) Lorsque t = 9 , l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface est substantiel. Toutefois, ce défaut peut être réduit par utilisation d'un angle d'avance CD plus grand.
Ainsi, on peut dire que lorsqu'on applique le
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procédé conforme à la présente invention, il est souhaitable de régler l'angle d'avance ft à une valeur relativement grande, du point de vue de la diminution de l'effort de cisaillement dû à la torsion de surface.
EXEMPLE 12 Précision dimensionnelle longitudinale
Des pièces de matière de base, ayant chacune 70 mm de diamètre et 300 mm de longueur, sont laminées pour obtenir une réduction de section de 67% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 40 mm). Les variations dimensionnelles longitudinales sont examinées. Les conditions de laminage sont les suivantes : angle d'avance = 40
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et angle de croisement modifié à deux valeurs différentes, 9 Les résultats sont reportés sur les figures 32 (a) et 32 (b). Lorsque i = 9 , la marge de variation est de + 0, 05% et lorsque y =-9 elle est + 0, 4%. On voit que l'angle de croisement ( > efficace en ce qui concerne la précision dimensionnelle.
EXEMPLE 13 Vitesse de laminage
On examine les vitesses de laminage dans le cas d'une pièce de base de 70 mm de diamètre, laminée pour obtenir une réduction de section de 67% (d'un diamètre de 70 mm à un diamètre de 33 mm). Les conditions de laminage sont les suivantes : vitesse de rotation des rouleaux 100 t/mn ; diamètre de gorge des rouleaux 250 mm ; angle d'avance 0 modifié à six valeurs différentes, de 30 à 130 ; et angle de croisement y modifié à deux valeurs différentes, 9 et
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- soit au total dix-huit variations d'angle. Les résultats sont reportés sur la figure 33. Lorsque y = 9 , une vitesse de laminage plus élevée est possible.
La vitesse, de laminage tend à augmenter lorsque l'angle d'avance ( augmente conséquent, il est souhaitable de fixer l' angle de croisement X > 0 , et de préférence à une valeur élevée, l'angle d'avance t étant réglé à une valeur raison-
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nablement grande.
EXEMPLE 14 Rapport de la vitesse de rotation de la cage à la vitesse de rotation des rouleaux.
La relation entre la vitesse de rotation de la
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cage Ne (t/mn) et la vitesse de rotation des rouleaux NR (t/mn), c'est-à-dire le rapport NCIN R J'est examiné pour une opération de laminage d'une pièce de 70 mm de diamètre.
Les conditions de laminage sont les suivantes : allongement à cinq valeurs différentes entre 2 et 10, et NC/NR fixé à six valeurs différentes de 1,5 à 6, 5 soit au total trente cas différents. Les résultats sont indiqués dans le tableau ci-après, dans lequel le signe"+"signifie un sens de rotation de la pièce opposé au sens de rotation des rouleaux et le signe"-"signifie un sens de rotation de la
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pièce identique au sens de rotation des rouleaux.
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<tb>
<tb>
Allongement <SEP> 2 <SEP> 4 <SEP> 5 <SEP> 8 <SEP> 10
<tb> NC/NR
<tb> 1,5 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> +
<tb> 2,0 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> -
<tb> 3,3 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> - <SEP> -
<tb> 4,7 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> - <SEP> -
<tb> 6,0 <SEP> + <SEP> - <SEP> - <SEP> - <SEP> -
<tb> 6,5 <SEP> - <SEP> - <SEP> - <SEP> - <SEP> -
<tb>
Le tableau ci-dessus montre que, lorsque NC/NR se trouve à l'intérieur des limites définies par la relation ci-dessous, les valeurs auxquelles la pièce ne tourne pas peuvent être fixées sélectivement en fonction de l'allongement (dans la plage de 2 à 10).
2 < NC/NR < 6....... (3)
Comme décrit ci-dessus, il est possible de fabriquer des produits métalliques de haute qualité à section transversale circulaire, par utilisation du procédé dans
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lequel la pièce à laminer ne tourne pas. Dans divers processus de fabrication de produits sidérurgiques, on peut utiliser l'opération de laminage et d'allongement décrite ci-dessus, de la façon suivante.
Un mode de mise en oeuvre consiste à envoyer des billettes, coulées par une machine de coulée continue, directement à l'étage d'allongement, sans les couper. Cet étage d'allongement peut être utilisé comme étage de blooming, de sorte que les pièces qui y sont laminées sont envoyées à un train à tubes, un train à fers marchands, un train à fils ou un train à profilés. L'étage d'allongement peut également être utilisé comme étage de laminage de dégrossissage, de sorte que les pièces qui y sont laminées sont envoyées à un laminoir intermédiaire ou de finition pour fers marchands ou fils. On peut également utiliser l' étage d'allongement comme étage de laminage de finition pour la fabrication de barres.
Un autre mode de mise en oeuvre consiste à envoyer des pièces, laminées par un laminoir à blooms, à l'étage d'allongement décrit plus haut, pour leur blooming et pour l'envoi ultérieur des pièces à divers laminoirs.
Un autre mode de mise en oeuvre consiste en ce que des pièces laminées par un laminoir à bloomssont envoyées, sans être coupées, à l'étage d'allongement, pour la fabrication d'un produit fini ou d'un produit intermédiaire à envoyer vers un laminoir intermédiaire ou de finition.
La présente invention peut être mise en oeuvre de diverses façons, sans sortir du cadre de ses caractéristiques essentielles, et le présent mode de réalisation est donc illustratif et non restrictif, l'invention étant définie par les revendications annexées plutôt que par la description précédente. Il est entendu que des modifications de détail peuvent être apportées dans la forme et la mise en oeuvre de l'invention, sans sortir du cadre de celle-ci.
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DESCRIPTIVE MEMORY filed in support of a request for
PATENT OF INVENTION formed by
Sumitomo Metal Industries Ltd. for: "Method of manufacturing metal products with circular cross section" Priority of two patent applications in Japan filed on June 30, 1982, under NO 57-114362 and February 10, 1983, under NO 58-20753 Inventors: Chihiro Hayashi and Kazuyuki Nakasuji
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Method of manufacturing metal products with circular cross section.
The present invention relates to a method of manufacturing metal products with circular cross section, for example steel round bars, rods or the like, by means of a rotary rolling mill.
Steel round bars are usually manufactured by a rolling operation, using sizing cylinders. Recently, attempts have been made to use a rotary rolling mill for the manufacture of round steel bars, in order to reduce the cost of the equipment.
A rotary rolling mill of the inclined roller type, described in Japanese Patent No. 43,980 to Showa 46, is well known as a rolling mill with high characteristics making it possible to effectively reduce the section of solid products, in a single pass. Figure 1 is a front view of such a rotary rolling mill, seen from the output side of the workpiece 10 to be worked. Figure 2 is a section along line II-II of Figure 1.
Figure 3 is a side view illustrating the angle of advance. The rolling mill comprises three conical rollers 11, 12 and 13, supported at one end and whose axes are each designated by YY, which can rotate around a passage line XX in connection with a rolling mill stand, not shown, each roller having a substantially larger diameter on the inlet side of the workpiece 10 to be worked than on the outlet side of this workpiece. In this patent, no specific mention is made of the crossing angle g (d .. in the description), which is an important factor in the present invention, but apparently the arrangement of the rollers is such that the crossing angle V can vary between -50 and - 60.
It should be noted in this connection that the crossing angle is expressed in positive values when the shaft ends on the same side of the rollers are close to the workpiece 10 on the input side thereof, and in values negative when close to the workpiece 10
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on its output side. On the other hand, the advancing angle is variable from 30 to 60. With such an arrangement of rollers, this rotary rolling mill is claimed to be advantageous in that the shear stress due to surface torsion, if it exists, exerted on the laminated part, is negligible.
However, the tests carried out by the present applicant have shown that this arrangement of rollers did not allow significant correction of internal defects, such as porosity or the like, and caused a high circumferential shearing effect, this device therefore not being suitable for the manufacture of high quality steel round bars.
In "Plasticity and Working", (which is a newspaper published in Japan) Vol. 7, no 67 and Vol. 10, n 104, was published an article entitled "Study of helical rolling", in two parts n 1 and n 2, which deals with a rolling process in which three conical rollers 21,22, 23, supported at two ends and arranged around the workpiece 20, are rotated to laminate the workpiece 20 while the latter rotates at the same time, as shown in Figures 4 to 6 similar to Figures 1 to 3 (except in that the FIG. 4 represents all of the rollers seen from the entry side of the part 20 to be laminated),
and which indicates the results of tests carried out with an a-
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arrangement of rollers in which the crossing angle is 00 in advance is 0 'at this arrangement of rollers can cause a shearing force, in the circumferential direction, less than in the case of the known arrangement mentioned previously, then that the possible shear force due to the surface torsion may be greater. According to the results of tests also carried out by the present applicant with this device, no satisfactory correction of internal defects such as porosity is obtained.
It has also been found that the efficiency of rolling with
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this arrangement is weak and a forward pulling force had to be exerted.
As indicated above, the known methods of manufacturing round steel bars using a helical rolling mill cause a number of unsolved difficulties and they are in reality still far from practical application.
Apart from these drawbacks, there is a need, in order to increase the production yield, for castings produced by a continuous casting machine or steel blooms produced by a bloom mill to be sent directly, without being cut. , to a rotary rolling mill, for their elongation. If we want to meet this demand, it is necessary that the workpiece has the possibility of not being rotated.
For this, a rotary rolling mill has been proposed comprising an arrangement of inclined rollers, as shown in FIGS. 7 to 9 (Japanese patent No. 91806 of Showa 57). Figure 7 is a front view of all the rollers of this rotary rolling mill. Figure 8 is a section along the line VIII-VIII of Figure 7. Figure 9 is a side view along the line IX-IX of Figure 7. In the figures, the reference 10 'denotes a piece to be laminated and the marks 11 ', 12' and 13 'designate three conical rollers supported at one end. The piece 10 'to be laminated moves along a line of passage X-X, in the direction of the large arrow.
The tapered rollers 11 ', 12' and 13 'are supported axially in a roller cage, not shown, which can rotate around the passage line XX, the individual axes YY of the rollers being inclined by an angle t (angle of crossing) with respect to the passage line XX and by an angle (S (feed angle) in the circumferential direction of the passage line XX, the ends of smaller diameter of the rollers 11 ', 12' and 13 ' being directed downstream of the trajectory of the
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piece 10 'to be laminated, so that the individual tapered rollers can rotate about their respective axes and around the line of passage X-X, to laminate the piece 10'.
The angular adjustment of the rollers 11 ′, 12 ′ and 13 is generally such that the crossing angle is from -50 to -60 (it should be noted that the crossing angle is expressed in positive values when the ends on the same side of the rollers are close to the part 10 'on the input side thereof, and in negative values when they are close to the part 10' to be laminated, on its output side) , while the angle of advance is 30 to 60.
However, the tests carried out by the present applicant have shown that, although the process presents. the advantage that the products laminated according to this process do not withstand much shear force due to the surface torsion, its possible contribution as regards the correction of internal defects, such as porosity or others, remains doubtful. It has also been found that the method does not allow a high rolling yield and does not provide sufficient dimensional accuracy with regard to the outside diameter of the product.
The present invention has been established from the situation of the prior art and the difficulties associated therewith, as described above.
The present invention relates to a method of manufacturing metal products with a circular cross section which allows a high reduction and a high production yield.
The invention also relates to a method of manufacturing metallic products with circular cross section, which is less likely to generate a circumferential shear force and which does not involve the risk of internal cracks initiated by inclusions, under shear stress. even when laminating a material
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re less easy to work, that is to say having a low thermal deformability.
The invention also relates to a process which allows the high-yield manufacturing of metal products with circular cross-section, from billets (which generally have a central porosity) produced by continuous casting. More specifically, the invention relates to a process which makes it possible to manufacture metallic products with circular cross-section from billets of continuous casting, by means of a rotary rolling mill, so that the circumferential shearing force is reduced. in order to avoid possible internal fractures initiated by porosities, or so-called Mannesmann fractures, and so that the porosities are consolidated (erased) and reduced to a minimum by sufficient rolling.
The subject of the present invention is also a process which allows rolling with a large reduction of materials which are less easy to work and which is suitable for direct connection to a continuous casting and / or to other rolling operations, in order to obtain a production. high yield of high quality metal products with circular cross section.
The present invention provides a method of manufacturing metallic products with a circular cross section, which comprises the operations of producing a solid piece in the form of a bar, with a circular or hexagonal or polygonal cross section of higher order, and of elongation. the part into a solid part with circular cross section, by reducing its diameter, this process being characterized in that a rotary rolling mill is used in the elongation operation, during which the part to be laminated is rotated, this rotary rolling mill comprising three or four rollers arranged around a passage line for the workpiece,
the axes of the rollers being inclined or tiltable so that
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the shaft ends of the rollers on the input side of the part are close to the pass line, at a crossing angle Y, these axes being inclined at a feed angle (3 so that the ends d 'shaft on one side of the rollers are oriented in the same circumferential direction of the workpiece, the rollers being supported at their respective ends
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ves, and in that the crossing and advance angles are fixed within the following ranges 00 <'t <30 < <15050 <'+ (2, <300.
The invention also provides a method of manufacturing metallic products with a circular cross section, which comprises the operations of producing a solid piece in the form of a bar, of circular or hexagonal or polygonal cross section of higher order, and of elongation. of the workpiece into a solid workpiece of circular cross section, by reducing its diameter, this process being characterized in that a rotary rolling mill is used in the elongation operation (during which the workpiece is not put in rotation), this rotary rolling mill comprising three or four rollers which can rotate on their respective shafts and which are arranged in a cage which can rotate around a line of passage of the workpiece,
the axes of the rollers being inclined or tiltable so that the ends of the shafts of the rollers on the entry side of the part are close to the passage line, at a crossing angle, these axes being inclined at an angle d '' advance so that the shaft ends on the same side of the rollers are oriented in the same circumferential direction of the workpiece, and in that the crossing and advance angles are adjusted inside of the following ranges:
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00 <X <600 30 <(3> Other objects and advantages of the invention appear- <450 will appear to those skilled in the art on reading its detailed description below and the accompanying drawings.
Figure 1 is a schematic front view illustrating the construction of a conventional rotary rolling mill with inclined rollers; Figure 2 is a section along line II-II of Figure 1; Figure 3 is a side view defining a forward angle; FIG. 4 is a schematic front view which illustrates a known method for the helical rolling of a round steel part; Figure 5 is a section along the line V-V of Figure 4; Figure 6 is a side view showing a feed angle r i Figure 7 is a front view which illustrates the arrangement of the rollers, in another rotary rotary rolling mill of known type; Figure 8 is a section along line VIIIVIII of Figure 7;
Figure 9 is a side view along line IX-IX of Figure 7; Figure 10 is a schematic front view which illustrates the construction of a rotary rolling mill used in the implementation of the method according to the present invention; Figure 11 is a section along line XIXI of Figure 10; Figure 12 is a side view illustrating an angle of advance; Figure 13 is a section through a test piece for measuring the circumferential shear force
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ferential; FIG. 14 is a section illustrating a configuration of the part after rolling, by way of example; Figure 15 is a schematic representation of the circumferential shear deformation;
Figures 16 (a), 16 (b) and 16 (c) are graphs which illustrate the effect of the angle of advance and the angle of crossing on the contraction behavior of artificial holes; FIG. 17 is a representation illustrating the effect of the angle of advance and the angle of crossing on the contraction of an internal porosity, in round billets coming from a continuous casting; Figures 18 (a) and 18 (b) are front and side views of test pieces for measuring the shear force due to surface torsion; Figure 19 is a side view illustrating the configuration of a groove after rolling; Figure 20 is a graph of the shear force due to surface torsion; FIGS. 21 (a), 21 (b) and 21 (c) are diagrams of measurements of longitudinal dimensional precision;
Figure 22 is a graph of rolling speed measurements; Figures 23 and 24 are explanatory views of the Mannesmann fracture; Figure 25 is a schematic front view which illustrates the construction of a rotary rolling mill used in the implementation of the method according to the invention; Figure 26 is a section along the line XXVIXXVI of Figure 25; Figure 27 is a section along the line XXVII-XXVII of Figure 25;
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Figure 28 is a schematic representation of the circumferential shear deformation; Figures 29 (a) and 29 (b) are graphs which illustrate the effect of the angle of advance and the angle of crossing on the contraction of artificial holes;
FIG. 30 is a representation illustrating the effect of the angle of advance and of the angle of crossing on the consolidation of an internal porosity, in round billets of continuous casting; Figure 31 is a graph of the shear force due to surface torsion; Figure 32 is a graph of longitudinal dimensional accuracy measurements; and Figure 33 is a graph of rolling speed measurements.
The process according to the present invention is now described in detail, first with reference to an arrangement in which a workpiece or material to be worked is rotated.
FIG. 10 is a front view illustrating the workpiece 30 during rolling, seen from the entry side of the workpiece, a device with three rollers being used in accordance with the invention. Figure 11 is a section along the line XI-XI of Figure 10, and Figure 12 is a side view showing a feed angle used in the arrangement of the rollers. The three rollers 31, 32 and 33 have grooves 31a, 32a and 33a respectively, adjacent to the ends of the rollers on the outlet side of the laminated part. From the groove, the diameter of each roller decreases linearly towards its end of the shaft on the input side of the part and its diameter increases linearly or according to a curved profile on the output side of the part.
Consequently, the rollers 31, 32 and 33 are substantially frustoconical and have inlet surfaces 31b, 32b and 33b and outlet surfaces
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31c, 32c and 33c. The rollers 31, 32 and 33 are arranged so that their entry surfaces 31b, 32b and 33b are on the upstream side of the path of the workpiece 30 and that the points of intersection 0 between the axes YY rollers and a plane containing the grooves 31a, 32a and 33a (these points of intersection 0 being called, in what follows, centers of adjustment of the rollers, in the same way as in FIGS. 1 to 6) are located substantially at equal distance from each other around the passage line XX and in a plane perpendicularly meeting the passage line XX.
The axes YY of the rollers 31, 32 and 33 are crossed (inclined) at a crossing angle K at the location of their respective center 0 for adjusting the roll relative to the passage line XX, so that their front shaft ends are close to the line of passage XX, as shown in FIG. 11, and at the same time their front shaft ends are inclined by an angle of advance towards the same circumferential side of the part 30, as shown in FIGS. 10 and 12. The rollers 31, 32 and 33, coupled to a drive source not shown, are rotated in the same direction, as indicated by the arrows in FIG. 10, so that a hot part 30 screwed between the rollers is moved forward in the axial direction, while being rotated on its axis.
Thus, the part 30 is reduced diametrically to a high degree, while it is screwed forward.
The configuration of the workpiece 30 to be hot worked is preferably circular in cross section, but it can be hexagonal or polygonal of higher order. Since the piece 30 is subjected to rolling during its rotation, a piece having a smaller number of angles can exert significant impacts on the rotary rolling mill, which is inconvenient for the rolling operation. A square profile is undesirable, as it would be tor-
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of. The execution of the bar or billet production operation, or of the workpiece elongation operation by means of the rotary rolling mill shown in Figures 10 to 12, is described below.
As already indicated, particular values are fixed for the rolling angles, / 3. and Y +. On the side of the upper limit, the crossing angle t is set to less than 150. The reason is that, when Y is greater than this limit, there is a risk of some interference occurring on the downstream side of the trajectory of the piece, between the ends of the rollers and the part of a rolling mill chair that is located near the pass line. On the side of the lower limit,
Y is set to a value greater than 0 because an angle
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Y 400 is not able to suppress the circumferential shear deformation at a location close to the axis of the part, in order to obtain satisfactory longitudinal dimensional accuracy.
The upper limit of the feed angle is set to 200. The reason is the same as in the case of the upper limit for y. The lower limit is 0> 3. When (a is less than 3, it is impossible to minimize the circumferential shear deformation at a point close to the center of the part and to obtain a good effect of consolidation of the internal porosities in continuous casting billets or blooms .
The upper limit of + is 300. When this limit is exceeded, there is significant interference between the rolling mill chair and the rollers, as already indicated. In addition, it becomes difficult to maintain the bearings of the rollers housed in the rolling mill chair. All of this makes it impossible to keep the support arrangement at both ends for the rollers. The lower limit of + r is 5. For any value below this limit, it is impossible to obtain a practical rolling efficiency (speed) and more
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it is difficult to consolidate the porosities in the parts coming from the continuous casting stage.
The conditions defined here for d and (are very different from those provided in the prior art, in that the values of Y are positive. In fact, fixing the crossing angle at a positive value provides a effect favorable to the consolidation of the internal porosity and to the limitation of the circumferential shear stress. The support structure at the two ends of the rollers is intended to increase the rigidity of the rolling mill and to avoid the formation of helical marks. is described in the article "Study of helical rolling", cited above.
Various tests have been carried out to specify the advantages of the invention. The results of these tests are shown below. The parts used for rolling are semi-hard carbon steel (0.45% carbon).
All parts are heated to 1200 C and subjected to rolling.
EXAMPLE 1 Circumferential shear force
Five rods 40, 2.5 mm in diameter each, are embedded in each piece of starting material, 70 mm in diameter and 300 mm in length, in an axially parallel position, so that they are located on the same radius, as shown in FIG. 13. After rolling, the displacement of the rods 40 (which represents the movement of the metal) is checked to determine the circumferential shear force in a transverse section of the work material.
The rolling conditions are as follows: the feed angle r) is fixed at p = 70; the angle of the cross
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ment g is changed to three different values, namely 9, within the range defined in this in-
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vention, and 00 and -9, both of which are outside of this range; and the section reduction is changed to four different values, namely 60%, 70%, 75% and 80%, for each crossing angle Y used. The results of the tests are shown in Figure 15, in which the displacement of the rods, connected by a solid line, is shown for each case.
The results show that, when the reduction in cross-section increases, the circumferential shear force becomes sensitive, depending on the crossing angle used, and that the circumferential shear force is the smallest for Y = go, although the difference between the different cases is small when the section reduction is small. On the other hand, we see that in the case of X = 9, there is no circumferential shear force at a point adjacent to the axis of the part, that is to say that the displacement of the metal follows a rectilinear configuration, while in the case of t = -9, a noticeable circumferential shear deformation takes place over the entire cross section, including its central part.
When t = 00, the situation is intermediate between the two other cases. So the test results show that by re-
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setting the crossing angle to> 0, or preferably by using a larger Y value, it is possible to avoid a shearing force at a point adjacent to the axis of the cross section of the room. The absence of circumferential shear stress means that there is no circumferential shear stress field. Consequently, when the method according to the present invention is used, there is no crack due to internal porosity and therefore no Mannesmann fracture.
EXAMPLE 2 Artificial hole contraction behavior
Basic material pieces, each with a
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diameter of 70 mm and a length of 300 mm, into which are drilled artificial holes (to simulate a central porosity) of 2 mm, 4 mm and 6 mm in diameter, are used as work pieces. After lamination of these parts, the effect of lamination on the closure of the artificial holes is examined. During the rolling operation, the feed angle ss is changed to six different values, in a range from 30 to 130, and the angle is changed
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crossover v at three different values as in Example 1, i.e. = 9, within the range defined in the present invention, and = 0 and - both outside of this beach.
The diameter reduction percentage is fixed at 53% (reduction from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The results of the tests are shown in Figures 16 (a), 16 (b) and 16 (c).
The following facts are clearly proven by the results. When (= 90, artificial holes up to 4 mm in diameter can be contracted or closed, if 13 '. When-9', however, even the smallest holes, 2 mm in diameter, are not contracted , even if 0 = 130. In the case of t = 0, one can obtain an intermediate effect between the two preceding cases, artificial holes of 2 mm in diameter being contracted when 0 = 130. Whatever the crossing angle the angle of advance has an effect on the contraction of the artificial holes and the larger the angle of advance ss, the greater its effect on the contraction.
Thus, it can be said that when y> 00 and the higher the crossing and advance angles are set to high values, the greater the consolidation effect obtained with regard to the internal porosity.
EXAMPLE 3 Characteristics of consolidation of the internal porosity in a continuous casting billet.
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The effect on the consolidation of the internal porosity is examined, with the use of pieces of base material produced by continuous casting.
Rolling pieces are used, each of which consists of a round bar section of 70 mm in diameter and 300 mm in length coming from a central part of a continuous section billet of large section, 380 mm in diameter. . The part is laminated with a section reduction of 78% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The rolling conditions are as follows: the feed angle ci is changed to three different values, 4, 8 and 12, and the crossing angle (at three different values, 90, 00 and -9 is ie a total of nine cases During the rolling operation, the rotary rolling mill is stopped in order to obtain semi-laminated parts.
These pieces are cut lengthwise in half and the pieces thus cut are examined with regard to their state of internal porosity. The results of the examination are shown in Figure 17.
We note the following points: i) when the crossing angle X = -9, defects initiated by a porosity in the base material develop under the influence of the circumferential shear stress. In other words, there is a phenomenon called Mannesmann fracture. The larger the angle of advance, the lower the degree of fracture. However, it is difficult to obtain a healthy internal configuration.
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ii) When the crossing angle the porosity is fully consolidated (erased), even if the feed angle CI is set to a small value. iii) When the crossing angle (= the situation is intermediate between the two cases above. If the advancing angle (is greater, the consolidation of the internal porosity is favorable.
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Therefore, when subjecting continuous casting billets to rolling, it is desirable to use a crossing angle> 0, and preferably a larger crossing angle, and a relatively large feed angle, from the point view of the consolidation of internal porosity.
EXAMPLE 4 Shear force due to surface torsion
The shear force due to surface torsion is the only factor for which the present invention compares unfavorably to the two known methods mentioned above.
Parts to be laminated are prepared by forming a longitudinal groove 41, 1 mm deep and 1 mm wide, on the surface of the base material, as shown in Figures 18 (a) and 18 (b). Each part is laminated with a section reduction of 78% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The measurements of the angle of torsion relative to the groove 41 after rolling are indicated in FIG. 20. The expression "angle of torsion" designates an angle defined between a straight line parallel to the axis, on the surface, and the trace of the groove 41, as shown in FIG. 19.
The rolling conditions are as follows: the feed angle p is changed to six different values, in the range from 3 to 13, and the crossing angle is changed
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at three different values, 9, 0 i.e. eighteen cases in total. The results show the following facts. i) When-9 ', the shear force due to the surface torsion is negligible. ii) When Y = 9, the shear force due to the surface torsion is sensitive. However, this defect can be reduced by using a larger feed angle.
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iii) When t = 0, the situation is intermediate between the two cases above.
Thus, it can be said that when applying the method according to the present invention it is preferable to choose a relatively large feed angle, from the point of view of the reduction in shear force due to the surface torsion.
EXAMPLE 5 Longitudinal dimensional accuracy
Basic material pieces, each having a diameter of 70 mm and a length of 300 mm, are rolled with a reduction in section of 67% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 40 mm). The longitudinal dimensional variations are examined. The rolling conditions are as follows: the feed angle is set to (- = 4 'or the crossing angle is changed to three different values, 90, 0 and -9. The results are shown in Figures 21 (a), 21 (b) and 21 (c). When Ö = 9, the variation range is 0, 10% and when Y = -9 it is + 0.75%. When = 0, the variation is intermediary between the two cases above.
We see that the crossing angle Y> 00 is effective with regard to dimensional accuracy.
EXAMPLE 6 Rolling speed
The rolling speeds are examined in the case of base parts 70 mm in diameter, rolled with a reduction in section of 78% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The rolling conditions are as follows: roller rotation speed 100 rpm; roller groove diameter 250 mm; feed angle (-modified
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at six different values, from 30 and crossing angle t modified to three different values, 9, 0 - or in total eighteen variations of angle. The results are shown in Figure 22. When g = 9, higher rolling speeds are possible. Quickly
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Rolling tends to increase as the feed angle increases.
Therefore, to increase the rolling yield, it is desirable to set the crossing angle> 00, and preferably larger, the feed angle being set to a reasonably large value.
EXAMPLE 7 Examples of Application to the Rolling of Difficult to Work Materials
Alloy steels with a high nickel content and a high chromium content, as specified in the table below, are examined with regard to their ease of work in the elongation operation in accordance with the present invention. Each piece of material is heated to a specific temperature, at which its deformability is low, then it is. subject to rolling. It can be seen that high reduction rolling is possible, with a reduction by pass of 40 to 80%. When the reduction is greater than 80%, the temperature of the workpiece becomes too high to the point that the deformability of the part disappears during rolling until it is reduced to finished parts.
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<tb>
<tb>
Sample <SEP> Neither <SEP> Cr <SEP> MB <SEP> Temperano <SEP> ture <SEP> from
<tb> heating
<tb> 1 <SEP> 49.2 <SEP> 24.4 <SEP> 5.8 <SEP> 12100C
<tb> 2 <SEP> 6.84 <SEP> 25.8 <SEP> 3.0 <SEP> 1240
<tb> 3 <SEP> 9.20 <SEP> 18.1 <SEP> 0.16 <SEP> 1200
<tb> 4 <SEP> 11.7 <SEP> 17.0 <SEP> 2.3 <SEP> 1200
<tb> 5 <SEP> 36.5 <SEP> 26.4 <SEP> 3.2 <SEP> 1210
<tb> 6 <SEP> 40.5 <SEP> 30.5 <SEP> 3.2 <SEP> 1210
<tb>
The elongation operation described above can be used in various methods of manufacturing steel products, as follows.
One mode of implementation consists in using
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the lengthening operation as a blooming stage in the manufacture of the steel product. In this case, the billets leaving a continuous casting machine are sent to the extension stage and the rolled pieces on this stage can then be sent to a tube train, a merchant train, a wire train. or a profile train, depending on the type of product.
The material cast from ingots can also be sent, as work pieces, to the extension stage, or the ingots are passed through a bloom mill and transformed into billets which are in turn sent to the stage elongation.
Another mode of implementation consists in using the elongation operation according to the invention as a roughing rolling stage, for sending parts to a merchant train or a wire train. In this case, the billets cast by a continuous casting machine are sent to the elongation stage, for roughing rolling, and the pieces thus roughed are then sent to an intermediate or finishing rolling mill for the manufacture of bars or rods. . It is also possible that blooms cast by a continuous casting machine are subjected to a blooming and then sent to the elongation stage for roughing rolling, the pieces thus roughed then being sent to an intermediate or finishing rolling mill. the manufacture of bars or wires.
In addition, it is possible to send billets, obtained by blooming ingots, to the elongation stage for roughing rolling, the product then being sent to an intermediate or finishing rolling mill for the manufacture of bars or son.
Another mode of implementation consists in using the elongation operation as a rolling stage for merchant bars. In this case, billets produced by a continuous casting machine are sent to this stage
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extension, for strip rolling. As a variant, blooms cast by a continuous casting machine are transformed into billets and the billets thus obtained are sent to said elongation stage, for transformation into bars. It is also possible to send billets, obtained by blooming ingots, to the said elongation stage, for the manufacture of bars.
We now explain the reasons why the so-called Mannesmann fracture can be reduced by using a rotary rolling mill with three or four rollers. If, as shown in FIGS. 23 and 24, the forces of the rollers are exerted on a part with circular section, in two or three directions, a tensile stress called "secondary tension" is generated in the central part of the material, in the case where two rollers are used, or in a radially central part when three rollers are used, as indicated diagrammatically by the oblique lines in FIG. 24. This secondary tension induces a Mannesmann fracture.
Therefore, when two rollers are used, this fracture develops in the central part. When three rollers are used and the crossing and advancing angles (and 0 are chosen as described above, no secondary tension is generated, so that any Mannesmann fracture can be avoided. It should be noted that the Mannesmann fracture sensitive area is smaller when four rollers are used than with three rollers, the anti-fracture effects seen with three rollers also exist when four rollers are used, however the use of five rolls or more is impractical from the standpoint of the rollers and therefore the number of rollers is limited to three or four.
We will now describe in detail another version of the process according to the invention, in which the workpiece or material is not rotated during
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rolling.
Figure 25 is a schematic elevational view illustrating the arrangement of rollers in a rotary rolling mill used for carrying out the method. Figure 26 is a section along the line XXVI-XXVI of Figure 25. Figure 27 is a side view along the line XXVII-XXVII of Figure 25. In the figures, the reference 30 designates the workpiece and the references 31, 32 and 33 designate the rollers. The part 30, produced by a continuous casting machine for example, is sent to the rotary rolling mill at the same speed as the casting, in the direction of the large arrow. The rollers 31, 32 and 33 of the rotary rolling mill have grooves 31a, 32a and 33a respectively, adjacent to the ends of the rollers on the output side of the workpiece.
From the groove as a limit, the diameter of each roller decreases linearly towards the shaft end of the roller on the input side of the part and increases linearly or according to a curved profile on the output side of the part. Consequently, the rollers 31, 32 and 33 are substantially frustoconical and have inlet surfaces 31b, 32b and 33b and outlet surfaces 31c, 32c and 33c.
The rollers 31, 32 and 33 are arranged so that their entry surfaces 31b, 32b and 33b are on the upstream side of the path of the part 30 and so that the points of intersection 0 between the axes YY of the rollers and a plane containing the grooves 31a, 32a and 33a (these intersection points 0 being called, in what follows, roller adjustment centers) are located substantially equidistant from each other around the line of passage XX and in a plane which cuts perpendicularly the line of passage XX.
The axes Y-Y of the rollers 31, 32 and 33 are crossed (inclined) at a crossing angle at the location of their respective roller adjustment centers 0, with respect to the passage line X-X, so that
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their front shaft ends are close to the passage line XX, as shown in FIG. 26, and at the same time their front shaft ends are inclined at an angle of advance, towards the same circumferential side of the part 30, as shown in FIGS. 25 and 27. The rollers are supported by their two respective ends of the shaft in a cage, not shown, which can rotate around part 30. The cage and the rollers 31, 32 and 33 are coupled to respective drive sources, not shown.
While they are driven so as to turn on their axes in the direction of the arrows indicated in FIG. 25, the rollers 31, 32 and 33 are moved in rotation by the cage around the part 30, in the direction of the arrow , to laminate part 30.
In the above description, the rollers are supported in the cage by their two respective shaft ends, but it is understood that they can be supported at one end, so that their respective shaft ends at the end of the workpiece are supported in the cage.
The cross section of the workpiece 30 to be hot worked is preferably circular, but it can be hexagonal or polygonal of higher order. Since the rolling is carried out by rotation of the cage, a section having a smaller number of angles can exert significant impacts on the rotary rolling mill, which is a disadvantage for the rolling operation. A square profile is not desirable, as it would be bent.
The crossing and advancing angles are adjusted so as to fulfill the following conditions: 0 </ <60 ....... (1) 30 <r, <450 ....... (2).
The upper limit of the crossing angle must be <60, because if V is greater than this limit the rollers interfere with each other, by
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so that the target diameter of the product cannot be obtained. On the side of the lower limit, Y must be greater than
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0 0 iffp0ssirieur à 0 a crossing angle ble elimination of the circumferential shearing deformation at a point close to the center of the part, to obtain. satisfactory longitudinal dimensional accuracy.
The upper limit of the feed angle 0 must be ç <450, because if 0 is greater the shaft support structure necessary to obtain sufficient rigidity of the rolling mill would be too large, which would not make it possible to obtain a sufficient rolling speed when the rolling is to be carried out during the rotation of the rolling mill. The lower limit of must be greater than 3. If P is 3 or less than 3, it is impossible to minimize the circumferential shear deformation at a point close to the center of the part and to obtain a satisfactory effect of consolidation of the internal porosity in billets (blooms) continuous casting.
The values of and r defined above differ greatly from those provided in the prior art, in that the values of (are positive and the values of? Are larger. This is a factor which contributes significantly to improve the consolidation of porosity and limit the circumferential shear stress.
We will now describe the results of various tests carried out to specify the advantages of the process according to the invention. The parts used for rolling are semi-hard carbon steel (0.45% carbon).
All the parts are heated to 1200 C. For the rolling operation, the speed of rotation of the stand is fixed at 150 rpm and that of the rollers at 50 rpm.
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0 EXAMPLE 8 Circumferential shear force
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/ Five rods 40, each having a diameter of 2.5 mm, are embedded in each piece of base material, with a diameter of 70 mm and a length of 300 mm, in axially parallel relationship, so that that they are on the same radius, as shown in Figure 13. After rolling, the displacement of the rods 40 (which represents the displacement of the metal) is examined to determine the circumferential shear force in a cross section of the material laminated.
The rolling conditions are fixed as follows: the feed angle
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the crossing angle g is adjusted to CD at two different values, namely 90 the range defined by of this range; and the section reduction is changed to four different values, namely 60%, 70%, 75% and 80% for each crossing angle # used. The results of the tests are shown in FIG. 28, in which the displacement of the rods, connected by a solid line, is indicated for each case.
The results show that, when the reduction in cross-section increases, the circumferential shear force becomes significant depending on the crossing angle used and that, when = 90, the circumferential force is the smallest, although there is have little difference between the different cases, if the reduction in cross-section is small.
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It can also be seen that, when = 90, there is no circumferential shearing force at a point close to the center of the cross section of the part (that is to say that the movement of the metal has a configuration rectilinear), whereas in the case where y = -9, there is a noticeable circumferential shear deformation throughout the surface including its central part. In other words, by adjusting the crossing angle at X '> 00, and preferably at a larger value, it is possible to prevent a shearing force at a point close to the axis of the
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cross section of the part. The absence of circumferential shear force has the consequence that there is no circumferential shear stress field.
Consequently, when the method according to the invention is used, there is no crack due to internal porosity, and therefore no Mannesmann fracture.
EXAMPLE 9 Contraction behavior of artificial holes
Pieces of base material, each having a diameter of 70 mm and a length of 300 mm, into which are drilled artificial holes of 2 mm, 4 mm and 6 mm in diameter to simulate a central porosity, are used as work pieces . After lamination of these parts, the effect of lamination on the contraction behavior of the artificial holes is examined. The feed angle is changed
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related to six different values, in a range of 3 and the crossing angle r is modified to two values dif- to 13, different, namely y = 9, in the range defined by the present invention, and Y = -go , outside of this range, as in the case of Example 8.
The reduction in outside diameter is fixed at 53% (reduction from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The results of the tests are reported in Figures 29 (a) and 29 (b).
These results clearly show the following facts. When Y = 9, artificial holes up to a diameter of 4 mm can be contracted or closed, if r- = 130. When t = -9, on the other hand, even the smallest holes of 2 mm in diameter are not closed, even if ss = 13. Whatever the crossing angle V, the angle of advance p * has an effect on the contraction behavior of the artificial holes and more the angle of advance (is
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the larger, the greater its effect on the contraction.
Thus, it can be said that, when Y> 0 if the crossing and advancing angles are set to values
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their high, a greater consolidation effect is obtained with regard to the internal porosity.
EXAMPLE 10 Characteristics of consolidation of the internal porosity in billets of continuous casting.
The effect on the consolidation of the internal porosity is examined using pieces of base material produced by a continuous casting machine.
Workpieces are used, each consisting of a round bar section of 70 mm in diameter and 300 mm in length coming from a central part of a continuous section billet of large section, with a diameter of 380 mm. . The part is laminated to obtain a section reduction of 78% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The rolling conditions are: angle
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modified in advance at three different values, 4, 8 12, and crossing angle at two different values, et90 and -9, for a total of six operating cases. During the rolling operation, the rotary rolling mill is stopped to obtain semi-laminated parts. These parts are cut lengthwise in half and the parts thus cut are examined with regard to the state of internal porosity.
The results of the examination are presented in FIG. 30. The following points are observed: i) When the crossing angle \ = -9, defects initiated by a porosity of the base material develop under the influence of the circumferential shear stress. In fact, there is a phenomenon known as Mannesmann fracture. The larger the angle of advance r, the smaller the significance of this fracture. However, it is difficult to obtain a healthy internal configuration. ii) When the crossing angle t = 90, the porosity is completely consolidated (erased) even if the angle of a-
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advance is set to a low value.
Therefore, when continuous casting billets are subjected to rolling, it is desirable to use a crossing angle y> 0, and preferably a crossing angle of high value, and a relatively large feed angle, of point of view of the consolidation of internal porosity.
EXAMPLE 11 Shear force due to surface torsion
The shear force due to the surface torsion is the only factor for which the present invention compares unfavorably to the two known methods, cited above. Workpieces are prepared by longitudinal forming of a groove 41, 1 mm deep and 1 mm wide, on the surface of the base material, as shown in Figures 18 (a) and 18 (b). Each part is laminated to obtain a section reduction of 78% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The torsion angle measurements, relative to the groove 41 after rolling, are indicated in FIG. 31. The expression "torsion angle" designates an angle defined between a straight line parallel to the axis, on the surface, and the trace of the groove 41, as shown in FIG. 19.
The
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rolling conditions are: angle of advance at six different values, in the range of 3 and crossing angle Ó modified to two different values, 9 that is to say eighteen cases in total. The measurements show the following points: i) When = -9, the shear force due to the surface torsion is negligible. ii) When t = 9, the shear force due to the surface torsion is substantial. However, this defect can be reduced by using a larger CD feed angle.
So we can say that when we apply the
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method according to the present invention, it is desirable to set the angle of advance ft to a relatively large value, from the point of view of the reduction in shear force due to the surface torsion.
EXAMPLE 12 Longitudinal dimensional accuracy
Basic material pieces, each 70 mm in diameter and 300 mm in length, are laminated to obtain a 67% reduction in cross-section (from a diameter of 70 mm to a diameter of 40 mm). Longitudinal dimensional variations are examined. The rolling conditions are as follows: feed angle = 40
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and crossing angle modified to two different values, 9 The results are given in FIGS. 32 (a) and 32 (b). When i = 9, the variation margin is + 0.05% and when y = -9 it is + 0.4%. We see that the crossing angle (> effective with regard to dimensional accuracy.
EXAMPLE 13 Rolling speed
The rolling speeds are examined in the case of a base part 70 mm in diameter, rolled to obtain a reduction in section of 67% (from a diameter of 70 mm to a diameter of 33 mm). The rolling conditions are as follows: rotation speed of the rollers 100 rpm; roll groove diameter 250 mm; feed angle 0 modified to six different values, from 30 to 130; and crossing angle y modified to two different values, 9 and
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- or in total eighteen angle variations. The results are shown in FIG. 33. When y = 9, a higher rolling speed is possible.
The rolling speed tends to increase when the advance angle (consequently increases, it is desirable to fix the crossing angle X> 0, and preferably at a high value, the advance angle t being adjusted at a reason value-
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quite large.
EXAMPLE 14 Ratio of the speed of rotation of the cage to the speed of rotation of the rollers.
The relationship between the speed of rotation of the
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cage Ne (rpm) and the speed of rotation of the rollers NR (rpm), that is to say the ratio NCIN R I is examined for a rolling operation of a piece of 70 mm diameter .
The rolling conditions are as follows: elongation at five different values between 2 and 10, and NC / NR fixed at six different values from 1.5 to 6.5, ie a total of thirty different cases. The results are shown in the table below, in which the sign "+" signifies a direction of rotation of the part opposite to the direction of rotation of the rollers and the sign "-" signifies a direction of rotation of the
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part identical to the direction of rotation of the rollers.
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<tb>
<tb>
Elongation <SEP> 2 <SEP> 4 <SEP> 5 <SEP> 8 <SEP> 10
<tb> NC / NR
<tb> 1.5 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> +
<tb> 2.0 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> -
<tb> 3.3 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> - <SEP> -
<tb> 4.7 <SEP> + <SEP> + <SEP> + <SEP> - <SEP> -
<tb> 6.0 <SEP> + <SEP> - <SEP> - <SEP> - <SEP> -
<tb> 6.5 <SEP> - <SEP> - <SEP> - <SEP> - <SEP> -
<tb>
The table above shows that, when NC / NR is within the limits defined by the relationship below, the values at which the workpiece does not rotate can be selectively set according to the elongation (in the range from 2 to 10).
2 <NC / NR <6 ....... (3)
As described above, it is possible to manufacture high quality metal products with circular cross-section, by using the process in
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which the workpiece does not rotate. In various manufacturing processes for steel products, the rolling and stretching operation described above can be used as follows.
One embodiment consists in sending billets, cast by a continuous casting machine, directly to the elongation stage, without cutting them. This extension stage can be used as a blooming stage, so that the parts which are laminated there are sent to a tube train, a merchant train, a wire train or a profile train. The stretching stage can also be used as a roughing rolling stage, so that the parts which are laminated there are sent to an intermediate or finishing rolling mill for merchant irons or wires. The stretching stage can also be used as the finishing rolling stage for the production of bars.
Another mode of implementation consists in sending pieces, laminated by a blooms mill, to the elongation stage described above, for their blooming and for the subsequent sending of the pieces to various rolling mills.
Another mode of implementation consists in that pieces rolled by a bloom rolling mill are sent, without being cut, to the elongation stage, for the manufacture of a finished product or of an intermediate product to be sent to an intermediate or finishing rolling mill.
The present invention can be implemented in various ways, without departing from the scope of its essential characteristics, and the present embodiment is therefore illustrative and not restrictive, the invention being defined by the appended claims rather than by the preceding description. It is understood that modifications of detail can be made in the form and the implementation of the invention, without departing from the scope thereof.