EP0169827A1 - Procédé pour fabriquer du fil machine en acier dur - Google Patents

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EP0169827A1
EP0169827A1 EP85870099A EP85870099A EP0169827A1 EP 0169827 A1 EP0169827 A1 EP 0169827A1 EP 85870099 A EP85870099 A EP 85870099A EP 85870099 A EP85870099 A EP 85870099A EP 0169827 A1 EP0169827 A1 EP 0169827A1
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EP
European Patent Office
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cooling
phase
wire
conveyor
rod
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EP85870099A
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Norbert Bach
Marios Economopoulos
Marc Gredt
Guy Lessel
Arthur Schummer
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Centre de Recherches Metallurgiques CRM ASBL
Arcelor Luxembourg SA
Original Assignee
Centre de Recherches Metallurgiques CRM ASBL
Arbed SA
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Publication date
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Application filed by Centre de Recherches Metallurgiques CRM ASBL, Arbed SA filed Critical Centre de Recherches Metallurgiques CRM ASBL
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
    • B21C47/00—Winding-up, coiling or winding-off metal wire, metal band or other flexible metal material characterised by features relevant to metal processing only
    • B21C47/26—Special arrangements with regard to simultaneous or subsequent treatment of the material
    • B21C47/262—Treatment of a wire, while in the form of overlapping non-concentric rings
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B45/00—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B45/02—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills for lubricating, cooling, or cleaning
    • B21B45/0203—Cooling
    • B21B45/0209—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants
    • B21B45/0215—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants using liquid coolants, e.g. for sections, for tubes
    • B21B45/0224—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants using liquid coolants, e.g. for sections, for tubes for wire, rods, rounds, bars
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/52—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for wires; for strips ; for rods of unlimited length
    • C21D9/525—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for wires; for strips ; for rods of unlimited length for wire, for rods
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/52—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for wires; for strips ; for rods of unlimited length
    • C21D9/54—Furnaces for treating strips or wire
    • C21D9/56—Continuous furnaces for strip or wire
    • C21D9/573—Continuous furnaces for strip or wire with cooling
    • C21D9/5732—Continuous furnaces for strip or wire with cooling of wires; of rods

Definitions

  • the present invention relates to a method for manufacturing wire rod of hard steel, that is to say of steel having a carbon content greater than 0.4%; this process according to the invention comprises an original heat treatment phase, applied to the wire as soon as it leaves the hot rolling mill.
  • the process according to the invention has the further advantage of eliminating the drawbacks arising from central segregation resulting from the continuous casting operation of the steels; this central segregation is particularly troublesome when the wires are intended to be used after drawing in the form of active reinforcements for prestressed concrete.
  • the average carbon content can reach in this case 0, B%, the content of this element in the segregated zones can exceed 1.1%; during normal cooling on modern trains, there is a precipitation of cementite which has a detrimental effect on the wire drawing.
  • the methods proposed to achieve the aim can be classified into two categories depending on whether the controlled cooling is applied online, before the formation of turns, or on the turn conveyor spread.
  • the first consists in cooling the wire to a temperature below 600 ° C, by passing through water cooling boxes between which sections of air are inserted allowing a rise in the temperature at the surface of the wire; the entire installation is calculated so as to obtain the desired reduction in the average temperature of the wire while avoiding the formation of martensite on the surface.
  • the ramp could be constructed in such a way that the surface temperature of the wire is much higher than the point Ms and this for all the diameters and all the qualities of the range of products, but the result of this obligation would be that the length of the cooling ramp would be very much greater than its maximum practical value. This would lead to very high investment costs and difficult operation of the train.
  • the second recommended system also consists in cooling the wire before depositing, but here admitting the formation of a surface layer of martensite of very limited thickness; this way of proceeding, if it makes it possible to shorten the cooling line and eliminate the drawback of making an installation comprising different cooling boxes and separated by air cooling zones, does not bring any solution to the other disadvantages which have just been mentioned, namely the difficulty of adapting the ramp to the whole range of products to be manufactured; on the other hand, this process involves an additional disadvantage in the continuation of the heat treatment because the recalescence which it is necessary to fight when the wire is spread on the conveyor is all the more important as the temperature has been lowered more sharply from the start of transformation.
  • the cooling treatment of the wire by immersion in a bath of molten salt or in a concentrated aqueous solution also has its own drawbacks, in particular the essential subsequent washing of the wire and the need to use fairly specific installations.
  • the current technique has not made it possible to recource, this value, the problem posed, namely to obtain a good average value of the properties of a hard wire in each coil of this wire, as well as a dispersion follows the properties of the wire around the mean value.
  • the reason is - except for the supply of air - that the processes considered are often economically and / or technically unusable.
  • the subject of the present invention is precisely a process for the manufacture of hard steel wire rod, by means of which a wire is obtained whose mechanical properties are similar to those obtained when the additional lead patenting operation is carried out, and whose the dispersion of the properties around the mean value, in a coil, is so low that we can consider that these properties are homogeneous.
  • the process which is the subject of the present invention is essentially characterized in that, on leaving the hot rolling mill, the wire is subjected to cooling comprising two phases, the first being applied to the wire while the latter crosses at the speed of end of rolling a cooling line located between the finishing unit and the roller drive located at the entrance to the deposition head, said cooling line being continuous, that is to say having no air cooling intervals between successive sections of intense cooling, the length of said cooling line and its power being adjusted in such a way that the surface temperature of the wire at the end of this first phase is between the start temperature of the martensitic transformation for the steel considered and this temperature + 200 ° C, in that the second cooling phase is applied to the wire as soon as it is laid out in non-concentrated spreads ique on a conveyor, the time delay between the end of the first phase and the start of the second phase being less than that for which the percentage of transformed austenite exceeds 5%, and in that the transformation of austenite is at least 95% at the end of the second phase.
  • the first cooling is carried out by means of a fluid applied using devices allowing a cooling intensity characterized by an average density of heat flow to be achieved. between 3 and 7 MW / m 2 .
  • the intensity of the cooling during the second phase is between 0.1 MW / m 2 and 0.4 MW / m2.
  • the cooling of the wire spread on the conveyor, during the second phase of the heat treatment can be obtained either by blowing air, by immersion in boiling water or by any other known means.
  • the value targeted by the surface temperature (Ts) at the outlet of the first phase is obtained, according to the invention, by choosing an appropriate combination between the values of the length (L) of the cooling line (or the duration) and the average heat flux density ( ⁇ ).
  • the couple ( ⁇ - L) chosen, according to the process, will be such that the desired mechanical properties are obtained after the treatment of the second phase.
  • the target breaking load (TS) will be close to the value given by the formula:
  • n (a) and (a ') the amount of austenite transformed is 2% while it is 98% in (b) and (b'), that is to say at the end of the second phaae.
  • This figure also shows that the second objective, elimination of the pro-eutectoid cementite at the core of the segregated wires, is automatically achieved by applying the method.
  • the temperature at the start of transformation of the heart is lowered below 600 ° C., which prevents precipitation of the pro-eutectoid cementite.
  • the finisher comprising, following the cages (2), a cooling line (3) of length (L 1 ) located in place of unused cages, the "break out box”"(4), the continuous cooling line (5) of length (L 2 ), the head (6) for winding and depositing on the conveyor (7), which is provided with a cooling device (8 ) of length (L 3 ) to ensure the second phase of the treatment.
  • phase I cooling device is characterized by a constant value of the heat flux density ( ⁇ ). It follows that the exchange coefficient taken into account for the calculations will be of the form:
  • T s is the surface temperature and T m the temperature of the coolant.
  • FIG. 3 represents all of the couples (L 2 , ⁇ ) making it possible to produce MTT in the case of the manufacture of a wire of 7 mm in diameter, made of steel at 0.63% C and 0.65% Mn, laminated with an end-of-rolling temperature (T 0 ) of 1050 ° C and an exit speed (V) of 82.8 m / s, where the ramp length (L 1 ) installed in the block is 1 m.
  • T 0 end-of-rolling temperature
  • V exit speed
  • This figure 3 also gives, for each pair (L 2 , ⁇ ) the value of the minimum surface temperature (T) reached during the first phase. It is clear that the higher the minimum permitted surface temperature, the greater the length L 2 necessary 5.
  • water cannons are used of a conventional type and the ( ⁇ ) is adjusted by acting on the supply pressure of these cannons.
  • Water-air cannons can also be used and in this case the adjustment is made by action on the air flow.

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Abstract

A la sortie du laminoir à chaud, on applique au fil: - une première phase de refroidissement intense continu en (3) et en (5), entre le bloc finisseur (1) et l'entrée de la tête de dépose (6) du fil en spires; la longueur (L1 + L2) et la puissance de la ligne sont réglées de telle manière que la température superficielle du fil à la fin de cette première phase soit comprise entre Ms et (Ms + 200°C); - une seconde phase de refroidissement en (8) dès sa mise en spires étalées non concentriques sur le convoyeur (7), le délai de temps entre la fin de la première phase et le début de la seconde phase est inférieur à celui pour lequel le pourcentage d'austénite transformée dépasse 5 %. La proportion d'austénite transformée est d'au moins 95 % à la sortie de la seconde phase.

Description

  • La présente invention se rapporte à un procédé pour la fabrication de fil machine en acier dur, c'est-à-dire en acier présentant une teneur en carbone supérieure à 0,4 %; ce procédé suivant l'invention comporte une phase de traitement thermique originale, appliquée au fil dès sa sortie du laminoir à chaud.
  • Ce procédé permet de conférer au fil machine des propriétés mécaniques et une homogénéité de propriétés équivalentes à celles que l'on obtient lorsque l'on pratique l'opération de patentage au plomb.
  • Le procédé suivant l'invention a comme autre avantage d'éliminer les inconvénients provenant de la ségrégation centrale résultant de l'opération de coulée continue des aciers; cette ségrégation centrale est notamment gênante lorsque les fils sont destinés à être utilisés après tréfilage sous forme d'armatures actives pour béton précontraint. En effet, la teneur moyenne en carbone pouvant atteindre dans ce cas 0,B %, la teneur en cet élément des zones ségrégées peut dépasser 1,1 %; lors du refroidissement normal sur les trains modernes, on assiste alors à une précipitation de cémentite qui a un effet néfaste sur la tréfilabilité.
  • On sait que les propriétés finales d'un fil dépendent essentiellement de l'état dans lequel se trouve ce fil avant d'aborder les dernières opérations de déformation à froid telles que le tréfilage. En fait, il est bien connu que pour obtenir la structure convenant idéalement au tréfilage, il faut abaisser la température du début de transformation allotropique et d'autre part limiter le réchauffement dû à la transformation allotropique elle-même qui se produit et qui porte le nom de recalescence. Le moyen classique pour réaliser cette opération consiste à faire subir au fil un patentage au plomb.
  • Grâce à cette opération et à un écrouissage approprié, on peut obtenir des fils, même de très petit diamètre, présentant les caractéristiques mécaniques finales désirées.
  • Le principal inconvénient de ces procédés consiste dans le fait que le patentage et le prépatentage éventuel au plomb sont des opérations particulièrement coûteuses, d'une part en elles-mêmes et d'autre part eu égard aux manipulations et à la perte de productivité qu'elles occasionnent dans une tréfilerie.
  • Afin de remédier à ces inconvénients, on a déjà imaginé différents procédés; d'une façon très générale, ces procédés soit ne conduisent pas à un produit dont les propriétés soient comparables à celles des fils ayant subi un patentage au plomba soit présentent encore des inconvénients de mise en oeuvre qui n'en permettent pas une application industrielle.
  • Les méthodes proposées pour atteindre le but visé (élimination du patentage par traitement thermique dans la chaude de laminage) peuvent être classées en deux catégories suivant que le refroidissement contrôlé est appliqué en ligne, avant la formation de spires, ou bien sur le convoyeur à spires étalées.
  • En ce qui concerne le traitement au niveau de la rampe de refroidissement à l'eau avant la tête de formation de spires, on se heurte généralement à un problème qui réside dans le fait que le temps dont on dispose pour appliquer le moyen imaginé est extrêmement faible, par exemple de l'ordre de la demi seconde dans les trains de laminoir à grande vitesse de sortie; il en résulte que l'on est obligé d'appliquer des refroidissements très intenses pour abaisser la température dans les lignes visées, et cela entraîne la création de gradients thermiques importants dans la section du fil et un risque de trempe martensitique à la surface.
  • Parmi les solutions techniques diverses qui ont déjà été proposées pour résoudre ce problème, on peut en citer deux qui méritent particulièrement l'attention. La première consiste à refroidir le fil jusqu'à une température inférieure à 600°C, par passage dans des boites de refroidissement à eau entre lesquelles on intercale des sections à l'air permettant une élévation de la température à la surface du fil; l'ensemble de l'installation est calculé de manière à obtenir la diminution désirée de la température moyenne du fil tout en évitant la formation de martensite en surface.
  • Ce procédé n'a jusqu'à présent pas connu un grand succès industriel parce qu'il présente quelques difficultés de mise en oeuvre; ainsi il est nécessaire d'utiliser plusieurs boites à eau dont la longueur va en décroissant rapidement dans le sens de l'avancement du fil; d'autre part puisqu'il est impérieux d'arrêter l'eau à la sortie de chaque boite afin de permettre le réchauffement de la surface, il faut utiliser des dispositifs brise-jet dont l'emploi n'est ni aisé ni efficace. D'autre part la configuration optimum d'une telle installation de refroidissement dépend du diamètre du fil, de sa teneur en carbone et des propriétés visées; il en résulte que si même on pouvait réaliser pratiquement la rampe optimum, ce ne serait que pour une seule qualité et un seul diamètre de fil. Comme les trains à fil modernes laminent une gamme très étendue de produits, pour la plupart d'entre eux, l'installation ne présenterait donc pas les caractéristiques optimum souhaitées. Enfin, pour contourner les inconvénients qui viennent d'être cités, on pourrait construire la rampe de manière telle que la température de surface du fil soit largement supérieure au point Ms et ce pour tous les diamètres et toutes les qualités de la gamme des produits, mais le résultat de cette obligation serait que la longueur de la rampe de refroidissement serait très nettement supérieure à sa valeur pratique maximum. Ceci entraînerait des frais d'investissement très élevés et une exploitation difficile du train.
  • Le second système préconisé consiste à refroidir également le fil avant la dépose, mais en admettant ici une formation d'une couche superficielle de martensite d'épaisseur très limitée; cette manière de procéder, si elle permet de raccourcir la ligne de refroidissement et d'éliminer l'inconvénient de réaliser une installation comportant différentes boites de refroidissement et séparées par des zones de refroidissement à l'air, n'apporte quand même pas de solution aux autres inconvénients qui viennent ù'etre cités, soit la difficulté d'approprier la rampe à toute la gamme des produits à fabriquer; d'autre part, ce procédé entraîne un inconvénient supplémentaire dans la suite du traitement thermique parce que la recalescence qu'il faut combattre lorsque le fil est étalé sur le convoyeur est d'autant plus importante que l'on a abaissé plus fortement la température du début de transformation.
  • Si l'on considère maintenant la seconde famille des solutions proposées qui consistent à appliquer le traitement alors que le fil machine est étendu en spires non concentriques sur un convoyeur, on observe que parmi les procédés qui ont déjà été préconisés, les. uns augmentent l'efficacité du refroidissement par un choix approprié du fluide utilisé, les autres s'attaquent.. à la recalescence à l'endroit où elle a lieu.
  • Parmi ces différents procédés, on peut citer ceux dans lesquels on effectue un refroidissement à l'air soufflé ou aspiré au travers des spires. Suivant ces procédés, on a certes constaté une nette amélioration de la valeur moyenne des propriétés du fil et de la dispersion des mesures autour de cette moyenne, ainsi qu'une amélioration de la structure suffisante pour éviter un prépatentage. Dans le cas du fil machine, il n'a toutefois pas été possible d'éviter le patentage final au plomb.
  • Dans cette optique, on a également imaginé d'effectuer le traitement du fil disposé sous forme de spires étalées dans un lit fluidisé. Ce processus amène une certaine amélioration supplémentaire par rapport à celui précé- denrient cité, mais il présente cependant d'autres difficultés d'ordre essen- tielement technologique.
  • Le traitement de refroidissement du fil par immersion dans un bain de sel fondu ou dans une solution aqueuse concentrée présente également des inconvénients propres, notamment le lavage ultérieur indispensable du fil et 1 nécessité d'utiliser des installations assez particulières.
  • résumé, la technique actuelle n'a pas permis de recource, ce vala- b, le problème posé, à savoir obtenir une bonne valeur moyenne des pro- p étés d'un fil dur dans chaque bobine de ce fil, ainsi qu'une dispersion r uite des propriétés du fil autour de la valeur moyenne. La cause en est - :auf en ce qui concerne le soufflage d'air - que les procédés considérés s/t souvent économiquement et/ou techniquement inexploitables.
  • L autres procédés, appliqués au fil étalé en spires non concentriques si un convoyeur, ont pour objectif l'élimination de la recalescence en acélérant le refroidissement à l'endroit du convoyeur où cette recalescence aait lieu; on a ainsi préconisé différents types de refroidissement, par exemple par brouillard à l'eau, par pulvérisation, par immersion dans un tin, etc; ici non plus les procédés proposés n'ont pas été l'objet d'une application industrielle, car il n'a pas été possible en pratique d'appliquer à l'endroit déterminé où avait lieu la recalescence, un refroidissement sélectif qui soit en même temps intense et homogène.
  • La présente invention a précisément pour objet un procédé pour la fabrication du fil machine en acier dur, grâce auquel on obtient un fil dont les propriétés mécaniques sont analogues à celles obtenues lorsque l'on pratique l'opération supplémentaire de patentage au plomb, et dont la dispersion des propriétés autour de la valeur moyenne, dans une bobine, est tellement faible que l'on peut considérer que ces propriétés sont homogènes.
  • Le procédé, objet de la présente invention, est essentiellement caractérisé en ce qu'au sortir du laminoir à chaud, le fil est soumis à un refroidissement comportant deux phases, la première étant appliquée au fil pendant que celui-ci traverse à la vitesse de fin de laminage une ligne de refroidissement située entre le bloc finisseur et l'entraîneur à galets se trouvant à l'entrée de la tête de dépose, la dite ligne de refroidissement étant continue, c'est-à-dire ne comportant pas d'intervalles de refroidissement à l'air entre sections successives de refroidissement intense, la longueur de la dite ligne de refroidissement et sa puissance étant réglées de telle manière que la température superficielle du fil à la fin de cette première phase soit comprise entre la température de début de la transformation martensitique pour l'acier considéré et cette température + 200°C, en ce que la seconde phase de refroidissement est appliquée au fil dès sa mise en spires étalées de façon non concentrique sur un convoyeur, le délai de temps entre la fin de la première phase et le début de la deuxième phase étant inférieur à celui pour lequel le pourcentage d'austénite transformée dépasse 5 %, et en ce que la transformation de l'austénite est d'au moins 95 % à la sortie de la deuxième phase.
  • 'Dans une mise en oeuvre préférentielle du procédé de l'invention, le premier refroidissement est effectué au moyen d'un fluide appliqué à l'aide de dispositifs permettant d'atteindre une intensité de refroidissement caracteeri- sée par une densité moyenne de flux calorifique comprise entre 3 et 7 MW/m2.
  • Dans une madalité particulière de mise en oeuvre du procédé de l'invention, l'intensité du refroidissement au cours de la deuxième phase est comprise entre 0,1 MW/m2 et 0,4 MW/m2.
  • Suivant l'invention, le refroidissement du fil étalé sur le convoyeur, au cours de la deuxième phase du traitement thermique, peut être obtenu soit par soufflage d'air, par immersion dans l'eau bouillante ou par tout autre moyen connu.
  • La valeur visée par la température superficielle (Ts) à la sortie de la première phase est obtenue, suivant l'invention, en choisissant une combinaison adéquate entre les valeurs de la longueur (L) de la ligne de refroidissement (ou la durée) et de la densité moyenne de flux calorifique (ϕ).
  • Le couple (ϕ- L) choisi, suivant le procédé, sera tel que les propriétés mécaniques désirées soient obtenues après le traitement de la deuxième phase. La charge de rupture (TS) visée sera voisine de la valeur donnée par la formule :
    Figure imgb0001
  • Sur la figure 1 sont représentées les courbes de refroidissement en surface (I) et au centre (II) d'un fil de 12 mm de diamètre en acier à 0,63 % C 0,65 % Mn, auquel on a appliqué le procédé de l'invention dans les conditions suivantes :
    • - vitesse de fin de laminage (V) : 22,88 m/s
    • - longueur de rampe installée dans le bloc (L1) : 4 m
    • - longueur de la rampe principale de refroidissement à l'eau (L2) : 39,13 m
    • - densité moyenne de flux calorifique au cours de la première phase (ϕ) : 3,58 MW/m 2
    • - coefficient d'échange calorifique dans le dispositif de refroidissement au cours de la deuxième phase (a) : 0,27 kW/m2 °C
    • - MTT surface : 601°C
    • - MTT contre : 626°C
    • -MTT : 606°C
  • n (a) et (a') la quantité d'austénite transformée est de 2 % tandis qu'elle est de 98 % en (b) et (b'), c'est-à-dire à la fin de la deuxième phaae.
  • Cette figure montre également que le second objectif visé, l'élimination de la cémentite pro-eutectoïde à coeur des fils ségrégés, est atteint automatiquement par l'application du procédé. En effet, la température de début de transformation du coeur est abaissée en dessous de 600°C, ce qui empêche la précipitaion de la cémentite pro-eutectoide.
  • A titre d'exemple pratique du procédé de l'invention, on examinera ci-après le cas d'une application dans un nouveau laminoir pour lequel il s'agit de déterminer la distance à prévoir entre la sortie du bloc et l'entraineur à galets; le tableau I ci-dessous mentionne les principales données de l'installation et du produit, tandis que la figure 2 représente schématiquement l'implantation des équipements.
  • On distingue sur cette figure en (1) le bloc finisseur comprenant, à la suite des cages (2), une ligne de refroidissement (3) de longueur (L1) située à la place de cages non utilisées, le "break out box" (4), la ligne de refroidissement continue (5) de longueur (L2), la tête (6) de mise en spires et de dépose sur le convoyeur (7), lequel est pourvu d'un dispositif de refroidissement (8) de longueur (L3) pour assurer la deuxième phase du traitement.
    Figure imgb0002
  • On peut, à partir de cette application dans des conditions particulières, faire les remarques suivantes.
  • Afin de minimiser l'encombrement de l'installation, on a installé une section de refroidissement de longueur L1 à la place des cages non utilisées; de ce fait, L1 est fonction du diamètre.
  • On suppose que le fil n'est pas refroidi dans le "break-out box". Cependant, étant donné la faible longueur de ce dispositif, l'interruption du refroidissement n'a aucun effet métallurgique et la rampe de refroidissement se comporte comme une rampe continue de longueur L1 + L2.
  • Si la durée de séjour du fil à l'air entre les deux phases de refroidissement accéléré doit être minime, elle ne peut cependant pas être annulée pour des raisons technologiques (entraîneur à galets, tête de dépose, chute des spires, ...); on a considéré que le séjour minimum du fil à l'air correspondait à un parcours rectiligne de 20 m.
  • On suppose que le dispositif de refroidissement de la phase I est caractérisé par une valeur constante de la densité de flux calorifique (ϕ). 11 en résulte que le coefficient d'échange pris en considération pour les calculs sera de la forme :
  • Figure imgb0003
    où Ts est la température superficielle et Tm la température du fluide de refroidissement.
  • Il a été constaté que cette hypothèse est en accord raisonnable avec l'expérience, du moins pour des valeurs de Ts supérieures à 350-400DC.
  • Pour le refroidissement au cours de la phase II, on suppose un refroidissement du type Newtonien (a = const.) et on néglige dès lors les différences d'intensité de refroidissement entre les centres et les noeuds de la nappe des spires. Cette hypothèse est très proche de la réalité dans le cas Le refroidissement se fait par immersion de spires dans l'eau bouillante. Cependant, ces conclusions restent valables à première approximation dans Le cas où le refroidissement au cours de la deuxième phase se fait par soufflage d'air.
  • Le problème consiste à déterminer :
    • - la valeur minimale de LZ permettant d'appliquer le procédé à l'ensemble du product mix (tableau I);
    • - la valeur de (ϕ) pour chaque diamètre et chaque teneur en carbone du product mix;
    • - la longueur minimale de traitement dans la phase II (L3).
    a. Longueur L2
  • La procédure de calcul utilisée est la suivante :
    • Pour un diamètre donné, on considère le cas le plus difficile qui correspond :
      • - à la température de dépose maximum (105D°C dans l'exemple),
      • - à la teneur en C minimum (0,6 % dans l'exemple), car en effet c'est pour la valeur minimale de % C que le point Ms est plus élevé et, par conséquent, que la température minimale de surface pouvant être atteinte pendant la première phase est la plus élevée.
  • On connaît la relation qui existe entre TS et la température moyenne de transformation (MTT), celle-ci étant définie en un point considéré comme étant la moyenne de la courbe T = f(z) donnant en ce point la variation de la température (T) et le pourcentage d'austénite transformée (z) :
    Figure imgb0004
  • Or il est clair que MTT est une fonction du point considéré dans la section et, en supposant la symétrie cylindrique, on peut considérer que MTT est constant le long d'un cercle de rayon (r) situé dans la section droite du fil, c'est-à-dire que MTT = MTT (r); d'autre part, l'expérience montre que la charge de rupture est une fonction linéaire de MTT (soit y = a MTT + b).
  • Enfin, l'expérience a également montré que dans un fil de rayon R dans lequel MTT varie avec r [et, par conséquent, y = y (r)] , on peut appliquer la règle d'additivité pour trouver la charge de rupture macroscopique du fil :
    Figure imgb0005
    en posant x = r2 et en remplaçant y par sa valeur en fonction de MTT, on obtient :
    Figure imgb0006
    d'ou
    Figure imgb0007
    avec
    Figure imgb0008
  • Cette dernière relation définit MTT pour l'ensemble de la section du fil.
  • Les deux dernières relations montrent que MTT est la valeur de MTT constante dans la section et qui donnerait la valeur macroscopique de TS de la charge de rupture du fil.
  • Ce qui précède montre que l'on peut par conséquent calculer la valeur visée pour
    Figure imgb0009
    (désignée par
    Figure imgb0010
    ).
  • Dans l'exemple choisi :
    Figure imgb0011
  • Si on choisit arbitrairement une valeur de L2, à cette valeur correspond une et une seule valeur de (ϕ) donnant à la fin de la transformation, c'est-à-dire après la deuxième phase,
    Figure imgb0012
  • La figure 3 représente l'ensemble des couples (L2, ϕ) permettant de réaliser MTT dans le cas de la fabrication d'un fil de 7 mm de diamètre, en acier à 0,63 % C et 0,65 % Mn, laminé avec une température (T0) de fin de laminage de 1050°C et une vitesse de sortie (V) de 82,8 m/s, où la longueur de rampe (L1) installée dans le bloc est de 1 m. Cette figure 3 donne également, pour chaque couple (L2, ϕ) la valeur de la température minimale de surface (T) atteinte pendant la première phase. Il est clair que plus la température superficielle minimale admise est élevé, plus la longueur L2 nécessaire 5est grande.
  • Cette valeur minimale admise dépend de la qualité du contrôle installé sur le train.
  • Pour un contrôle précis par ordinateur et grâce à la rampe unique, d'une trés grande gouvernabilité ne peut
    Figure imgb0013
    Figure imgb0014
    +30°. Dans ces conditions, la figure 3 permet de trouver (L2 min) et le (ϕ) correspondant pour le diamètre de 7 mm, soit en l'occurrence L2 min = 45,2 m et ϕ = 6,77 MW/m2. En répétant la même procédure pour tous les diamètres laminés, on établit la variation de L2 min avec le diamètre (figure 4). On constate que la plus grande valeur de L2 min correspond, pour l'exemple choisi, au diamètre de 12 mm et c'est cette valeur qui sera choisie pour L2 (49,1 m). La figure 4 donne également la variation de en fonction du diamètre à laminer.
    • b. Calcul de ϕ.
  • Connaissant L2, on peut calculer, pour les autres diamètres, les valeurs de (ϕ) et de la température minimale de surface :
    Figure imgb0015
  • On constate que la sécurité vis-à-vis de M s va en croissant au fur et à mesure que le diamètre décroît; elle devient considérable pour le diamètre 5,5 mm, car pour ce dernier, le flux massique instantané du train est réduit.
  • On constate également que pour appliquer le procédé de l'invention dans les conditions de l'exemple, il faut être à même de réaliser sur la même installation des flux compris entre 3,5 et 6,5 MW/m2.
  • Les calculs ci-dessus peuvent être effectués pour les fils à carbone plus élevé avec des résultats tout à fait comparables sauf en ce qui concerne la sécurité vis-à-vis du Ms qui sera plus grande.
    • c. Détermination de (L3).
  • Le tableau ci-dessous donne pour une densité de spires de 25 m, la vitesse du convoyeur, la durée du traitement nécessaire pour que la transformation sont terminée à 98 % et la longueur (L3) correspondante :
    Figure imgb0016
  • On retiendra la plus grande des valeurs calculées pour L3 (7 m). Si le refroidissement durant la deuxième phase se fait par soufflage d'air, il faudra tenir compte du fait que, dans ce cas, le refroidissement des noeuds est nettement plus lent.
  • La technologie mise en oeuvre pour appliquer le procédé de l'invention est, dans son ensemble, connue.
  • Dans la première phase, on utilise par exemple des "canons à eau" d'un type classique et on règle (ϕ) en agissant sur la pression d'alimentation de ces canons. On peut également utiliser des canons à eau-air et dans ce cas le réglage se fait par action sur le débit d'air.

Claims (4)

1. Procédé pour la fabrication de fil machine en acier dur, caractérisé en ce qu'au sortir du laminoir à chaud, le fil est soumis à un refroidissement comportant deux phases, la première étant appliquée au fil pendant que celui-ci traverse à la vitesse de fin de laminage une ligne de refroidissement située entre le bloc finisseur et l'entraîneur à galets se trouvant à l'entrée de la tête de déposé du fil en spires étalées sur un convoyeur, la dite ligne de refroidissement étant continue, c'est-à-dire ne comportant pas d'intervalles de refroidissement à l'air entre sections successives de refroidissement intense, la longueur de la dite ligne de refroidissement et sa puissance étant réglées de telle manière que la température superficielle du fil à la fin de cette première phase soit comprise entre la température de début de la transformation martensitique pour l'acier considéré et cette température + 200°C, en ce que la seconde phase de refroidissement est appliquée au fil dès sa mise en spires étalées de façon non concentrique sur le convoyeur, le délai de temps entre la fin de la première phase et le début de la deuxième phase étant inférieur à celui pour lequel le pourcentage d'austénite transformée dépasse 5 %, et en ce que la transformation de l'austénite est d'au moins 95 %, à la sortie de la deuxième phase.
2. Procédé de fabrication de fil machine suivant la revendication 1, caractérisé en ce que le premier refroidissement est effectué au moyen d'un fluide appliqué à l'aide de dispositifs permettant d'atteindre une intensité de refroidissement caractérisée par une densité moyenne de flux calorifique comprise entre 3 et 7MW/m.
3. Procédé suivant l'une ou l'autre des revendications 1 et 2, caractérisé en ce que l'intensité du refroidissement au cours de la deuxième phase est comprise entre 0,1 MW/m2 et 0,4 MW/m2.
4. Procédé suivant l'une ou l'autre des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que le refroidissement du fil étalé sur le convoyeur, au cours de la deuxième phase du traitement thermique, est assuré par immersion dans l'eau bouillante.
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