EP0579702B1

EP0579702B1 - Procede de controle dynamique de la vitesse d'extraction lors d'un cycle de cicatrisation apres collage, dans un processus de coulee continue d'acier

Info

Publication number: EP0579702B1
Application number: EP92908866A
Authority: EP
Inventors: André Klein; Manfred Michael Wolf
Original assignee: Techmetal Promotion SA
Current assignee: Techmetal Promotion SA
Priority date: 1991-04-10
Filing date: 1992-03-30
Publication date: 1994-12-07
Anticipated expiration: 2012-03-30
Also published as: FI934393A0; DE69200848D1; FR2675062A1; AU1646492A; CN1046875C; DE69200848T2; FI97782B; MX9201617A; WO1992018273A1; TW206171B; FI97782C; ZA922532B; IE921133A1; ATE115019T1; KR100230888B1; PT100355A; CA2108127A1; US5449034A; FR2675062B1; AU651883B2

Description

L'invention concerne un procédé de contrôle dynamique de la vitesse d'extraction dans un processus de coulée continue d'un acier du type selon lequel, lors de la détection d'un collage de peau en lingotières, on impose à la vitesse d'extraction un cycle composé d' une rampe de décélération depuis la vitesse de croisière jusqu'à une vitesse réduite, d'un plateau de cicatrisation et d'une rampe d'accélération depuis la vitesse réduite jusqu'à la vitesse de croisière. Un tel procédé est connu de la Denanderesse.
Les collages de peau en lingotières d'une machine à coulée continue sont très dangereux puisqu'ils peuvent entraîner des percées. Il est connu, notamment par le système mis au point par SOLLAC sous le nom de SAPSOL, de signaler ces collages par un système d' alarme basé sur la surveillance des températures des parois de lingotière par des thermocouples insérés à deux hauteurs dans l'épaisseur des parois de la lingotière verticale, en dessous du ménisque. D'autres systèmes d'alarme ont été proposés. Initialement, après une alarme détectée, on stoppait l'opération de coulée pendant un temps jugé suffisant pour la cicatrisation. Plus tard, on a proposé de régler la vitesse d'extraction sur un cycle de cicatrisation tel que défini plus haut, gui évite l'arrêt total de la machine. Toutefois, ce cycle et plus particulièrement sa période de ralentissement n'est pas sans conséquence sur la qualité de surface du produit ainsi que sur la productivité de la machine.
On connaît aussi, dans des installations de coulée continue horizontale, des procédés de détection de percée par mesure de contrainte (EP-A-111 000) et des procédés enseignant de n'interrompre l'extraction du produit que si on détecte une chute de température dans la lingotière (DE-A-33 07 176).
Le but de l'invention est de remplacer la gestion de ce cycle par un contrôle dynamique adapté au comportement de l'acier et raccourcissant au minimum la période de ralentissement au délai minimum pour cicatriser le collage.
L'invention atteint son but en ce qu'on détermine le potentiel ferritique de l'acier coulé et en ce qu'on détermine au moins la pente des rampes d'accélération et de décélération en fonction de ce potentiel ferritique.
L'invention repose en effet sur la découverte fondée à la fois sur des considérations scientifiques et sur des expériences réelles, selon laquelle le potentiel ferritique, dont on donnera pus loin la définition, peut être considéré comme le facteur déterminant dans la régulation de vitesse d'extraction pendant le cycle de cicatrisation.
Il est également apparu avantageux de déterminer la longueur du plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
Avantageusement, la vitesse réduite en cas de collage est de l'ordre de 0,2 à 1 m/minute pour cicatriser le collage.
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description détaillée suivante. On se référera aux dessins annexés sur lesquels :

la figure 1 est un graphique des vitesses pendant le cycle de cicatrisation,
la figure 2 superpose trois graphiques exprimant de haut en bas : le temps de cicatrisation en minutes en fonction de l'intervalle des températures de solidification en degrés, la pente de la rampe de décélération en m/min² en fonction du potentiel ferritique, et la pente de la rampe d'accélération en m/min² en fonction du potentiel ferritique,
la figure 3 est un graphique semblable à celui de la figure 1 montrant le cycle de cicatrisation de trois nuances d'acier X,B,D conformément à l'invention et de la nuance X', analogue à X, de façon traditionnelle.

Le graphique de la figure 1 représente, schématiquement, la vitesse d'extraction V (en m/min) en fonction du temps t (en min), autour et pendant le cycle de cicatrisation. Avant et après ce cycle, la vitesse d'extraction a une valeur de croisière V_c. En cas d'alarme détectée, on l'abaisse à une vitesse réduite V_r, pendant un temps de décroissance t_d et selon une valeur moyenne de décroissance ${D = (V}_{r} {-V}_{c} {)/t}_{d}$
, i.e. la pente de la rampe de décélération. Après un temps de cicatrisation ou attente t_r, la vitesse remonte à sa valeur V_c en un temps t_a et selon une accélération ${A = (V}_{c} {-V}_{r} {)/t}_{a}$
.
Selon l'invention, il a été découvert que :

t_d et D sont fortement influencés par la tendance au gonflement de Drame entre rouleaux, elle-même fonction du comportement au fluage de la peau à haute température; une nuance ferritique avec une faible résistance au fluage demande une longue durée t_d (et un niveau bas pour D), tandis que le contraire vaut pour une nuance austénitique;
t_r est surtout lié à l'intervalle de solidification, i.e. la différence des températures entre liquidus et solidus, T_L-T_S (en K); donc une nuance fortement alliée avec une valeur élevée pour T_L-T_S demande une augmentation correspondante de t_r et inversement,
t_a et A nécessitent une adaptation à là tendance au collage qui est forte pour les nuances soit entièrement ferritiques soit entièrement austénitiques, et est par contre plus faible pour une structure mixte i.e. austéno-ferritique au régime de température de la peau.

Tous ces aspects sont largement fonction des phénomènes de microségrégation au sein de la matrice, et dépendent finalement du caractère ferritique ou austénitique de la nuance d'acier coulée, dans la mesure où des études ont montré que la présence de ferrite pendant la phase de solidification a une influence très favorable pour minimiser la microségrégation. Compte tenu de l'évolution du rapport des fractions solides de ferrite et d'austénite en fonction de la teneur en carbone dans le cas des aciers non alliés ou faiblement alliés, il apparaît possible de définir un "potentiel ferritique" PF exprimant la fraction de ferrite formée durant la solidification. Ainsi :

$PF = 2,5 (0,5 - %Cp)$

où %Cp représente un équivalent de carbone à la réaction péritectique, c'est-à-dire une teneur en C corrigée pour tenir compte de l'influence des autres éléments d'alliage. En pratique, on retient la formule :

$%Cp = %C + 0,02 %Mn + 0,04 %Ni-0,1 %Si -0,04 %Cr-0,1 %Mo.$
La valeur 1 du potentiel ferritique, ou des valeurs supérieures, signifient une solidification complètement ferritique. Les valeurs négatives du potentiel ferritique indiquent au contraire une solidification totalement austénitique.
La formule de calcul du potentiel ferritique pour des aciers inoxydables à retenir est :

$PF = 5,26 (0,74 - [%Ni'/%Cr'])$

où

$%Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N + %Cu$

$%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 %Mo + 3 %Ti + 2 %Nb$

Sur la base d'un classement des aciers réalisé à partir du potentiel ferritique ainsi défini, il est apparu possible, à partir essentiellement de données d'expérience, de déterminer les accélérations A et décélérations D idéales du cycle de cicatrisation après alarme. C'est ce que montrent les deux courbes inférieures de la figure 2.
Ainsi la courbe en bas de la figure montre que l'accélération A, exprimée en m/min² en fonction du potentiel ferritique, est une fonction croissante depuis une valeur légèrement inférieure à 0,1 m/min² pour des potentiels très positifs jusqu'à un maximum d'environ 0,7 m/min² pour un potentiel voisin de 1, puis décroissante depuis ce maximum jusqu'à une valeur légèrement inférieure à 0,2 m/min² pour des potentiels négatifs.
Une approximation polynominale des valeurs de A en fonction de PF donne :
avec :

pour PF > 1: a₀ = 5,9
a₁ = -10,635
a₂ = 7,82
a₃ = -2,8459
a₄ = 0,5091
a₅ = -0,0357
pour PF < 1: a₀ = 0,3116
a₁ = 0,2075
a₂ = 0,15
a₃ = 0,0471
a₄ = 0,0051

_a

En fait, les durées t_a (qui résultent théoriquement du calcul ${(V}_{c} {-V}_{r})/A)$
sont avantageusement aménagées pour tenir compte aussi d'autres d'éléments d'alliage qui favorisent le collage en affectant la viscosité du laitier en lingotière. Les facteurs de multiplication à retenir (correspondant à des facteurs de division semblables pour A) sont :

Elément, teneur en % égale ou supérieure à 0,05 0,1 0,5

S 1 2 3

A1 1 2 3

Ti 1,5 3 6

Zr et/ou REM 2 4 10
Quant à la décélération, là encore, une approximation polynômiale est possible :

avec :
a₀ = - 57,15
a₁ = 21
a₂ = 7,68
a₃ = - 1,83
a₄ = 0,822
a₅ = 0,0531
a₆ = 0,0289
Les durées t_d préférées pour la décélération sont de l'ordre de 0,5 à 30 s.
Quant au temps d'attente pendant le plateau de cicatrisation, il est, ainsi qu'il a été dit, lié à l'intervalle de solidification T_L - T_S, où T_L et T_S sont les températures de liquidus et de solidus. Il convient de considérer les températures réelles de solidus, pour la nuance d'acier donnée, c'est-à-dire les températures modifiées par rapport aux températures de solidus théoriques à l'équilibre, de façon à tenir compte des effets des éléments à basse solubilité tels que le phosphore ou le soufre qui entraînent une certaine chute du solidus.
En pratique, la température de liquidus T_L vaut :
pour PF > 0 : T_L = 1538 - 90 (%C) - [%X]
pour PF < 0 : T_L = 1528 - 60 (%C) - [%X]
et la température de solidus, T_S vaut :
pour PF > 1 : T_S = 1538 - 450 (%C) - [%X]
pour PF < 1 : T_S = 1528 - 180 (%C) - [%X]
où le coefficient X des éléments et alliages représente respectivement : 10Si, 5Mn, 2Cr, 3Ni, 3Mo, 3Cu, 8Nb, 14Ti, 3Al, 2V, 60B, 1W, 1Co, 34P, 40S, 14As, 10Sn, 36Se.
Le graphique supérieur de la figure 2 montre que le temps d'attente t_r, est une fonction croissante de l'intervalle de solidification, depuis des valeurs d'environ 15 s jusqu'à des valeurs d'environ 6 min, les durées préférées étant de l'ordre de 30 à 300 s.
Une approximation polynômiale de t_r est la suivante :

avec
a₀ = 0,351
a₁ = - 0,0194
a₂ = 0,000572
a₃ = - 0,1715.10⁻⁵
L'ensemble de ces courbes est avantageusement programmé dans un ordinateur ou microprocesseur qui gère automatiquement le contrôle dynamique du cycle de cicratrisation en liaison avec le système d'alarme de collage. Il va de soi que les valeurs indiquées de D et A sont des valeurs moyennes, et qu'elles peuvent être modifiées autour de ces valeurs moyennes d'environ 20 %, notamment pour réaliser des changements de vitesse non-linéaires.

Le tableau I ci-après, ainsi que la figure 2, montre à titre d'exemple les valeurs déterminées pour six alliages A, B, C, D, E et F dans un cas typique de coulée continue de brames de 250 mm x 1800 mm.

TABLEAU I

Nuance d'acier	A	B	C	D	E	F
Analyse en %
C	0,05	0,02	0,005	1,0	0,12	0,35
Si	0,5	3,0				0,20
Mn	1,5				0,30	0,50
Cr	18,0			1,5
Ni	10,5
Ti			0,05
Al					0,03

Valeurs caractéristiques :
PF	0,53	1,95	1,24	-1,06	0,94	0,34
T_L(°C)	1460	1506	1537	1465	1526	1502
T_S(°C)	1408	1499	1535	1344	1504	1458
T_L-T_S (K)	52	7	2	121	22	44

Critères de contrôle dynamique *):
D < m/min²)	-44	-12	-20	-68	-30	-52
t_d (s)	1,4	5,0	3,0	0,9	2,0	1,2
t_r (min)	0,7	0,3	0,3	3,6	0,3	0,5
A (m/min²)	0,45	0,16	0,38	0,22	0,72	0,38
t_a (min)	2,2	6,2	2,6***	4,5	1,4	2,6
t_a + t_r (min**)	2,9	6,5	4,2	8,1	1,7	3,1

*) V_c = 1,5 m/min ; V_r = 0,5 m/min
**) temps total en vitesse réduite (période de cicatrisation)
***) correction de t_a pour Ti : 2,6 x 1,5 = 3,9 min

On illustrera mieux l'avantage de l'invention avec les exemples suivants comprenant, d'une part, le contrôle classique et le contrôle dynamique conforme à l'invention pour une même nuance d'acier X (0,06 % C ; 0,30 % Mn, 0,015 % P ; 0,010 % S ; 0,040 % Al ; PF = 1,085 ; T_L - T_S = 1531 - 1508 = 23 K) et d'autre part, le contrôle dynamique pour trois nuances différentes B, D et X.
On a représenté sur la même figure 3, le cycle typique de cicatrisation d'un collage pour la nuance d'acier doux X selon l'invention et selon une méthode conventionnelle X', ainsi que pour une nuance à haute teneur de silice pour tôles électriques (acier B) et pour une nuance d'acier dur, de type 100 C 6 (acier D). Les différents paramètres du cycle sont indiqués dans le tableau 2 ci-après.
Comme on le voit, selon un procédé traditionnel, le cycle X' demande un total t_a + t_r de 7 min, auquel s'ajoute 0,9 s de ralentissement. Il en résulte une perte de productivité ainsi qu'une détérioration de la qualité de surface.
De plus, un cycle semblable est appliqué de manière traditionnelle pour toutes les nuances d'acier parce qu'on ne sait pas distinguer leur comportement à l'égard de la cicatrisation du collage.
Au contraire, selon l'invention, on voit qu'il est possible de réduire le cycle de cicatrisation t_a + t_r à environ 1 minute seulement, ce qui correspond à un gain de productivité de presque 90 % et à une pièce dont la qualité n'est affectée que sur une surface très courte.
Un gain similaire est observé pour l'acier B.
En revanche, la nuance D demande un cycle beaucoup plus long ; le procédé classique présente une sécurité insuffisante pour cicatriser efficacement le collage.
Ces exemples montrent clairement à quel point l'invention permet de gagner à la fois en sécurité et en productivité.
Comme on l'a dit, la vitesse réduite V_r est avantageusement comprise entre 0,2 et 1 m/min pour l'essentiel des cas pratiques. Néanmoins, sa détermination obéit de préférence aux critères suivants : la vitesse réduite du cycle de cicatrisation est sensiblement égale à la plus grande des deux valeurs obtenues en prenant 70 % de la vitesse de croisière et une vitesse obtenue par rapport de la longueur utile de la lingotière à la longueur t_r du plateau de cicatrisation. Autrement dit, on choisit une vitesse V_r sensiblement égale à 70 % de V_c si celle-ci est compatible avec la possibilité de cicatrisation sur la longueur utile L de la lingotière qui s'étend entre la deuxième hauteur de lingotière et la sortie de la lingotière. Par exemple, une lingotière de 0,90 mètre de hauteur totale dont la deuxième hauteur de thermocouples est à 0,3 mètre présente une longueur utile de 0,6 m.
Pour la nuance X, le temps t_r donné par la figure 2, est de 0,23 min et la vitesse 70 % de V_c donne une vitesse théorique V_r de 1 min. Par ailleurs, on peut calculer un temps utile maximum de L/V_r = 0,6/1 = 0,6 min, supérieur à 0,23 ce qui montre que la valeur théorique de V_r convient.

En revanche, pour la nuance D, la valeur de t_r = 3,65 min est supérieure au temps utile maximum obtenu avec une vitesse V_r de 1 m/min. La vitesse V_r autorisée n'est que de V_r = L/t_r = 0,6/3,6 = 0,15 m/min comme utilisé sur la figure 3.

TABLEAU II

Nuance	X	B	D	X'
V_c, m/min	1,4	1,4	1,4	1,4
D, m/min²	-26	-12	-68	-1,3
t_d, min (s)	0,015 (0,9)	0,033 (2,0)	0,02 (1,2)	(0,9)
V_r, m/min	1,0	1,0	0,15	0,1
t_r, min	0,23	0,3	3,6	2,0
A, m/min²	0,58	0,16	0,22	0,26
t_a, min	0,7	2,5	6,1	5,0
t_r + t_a, min	0,93	2,8	9,7	7,0

Claims

Procédé de contrôle dynamique de la vitesse d'extraction dans un processus de coulée continue d'un acier, du type selon lequel, lors de la détection d'un collage de peau en lingotière, on impose à la vitesse d'extraction un cycle composé d'une rampe depuis la vitesse de croisière jusqu'à une vitesse réduite de décélération, d'un plateau de cicatrisation et d'une rampe d'accélération depuis la vitesse réduite jusqu'à la vitesse de croisière, caractérisé en ce qu'on détermine le potentiel ferritique de l'acier coulé et on détermine au moins la pente (D,A) d'une des deux rampes en fonction de ce potentiel ferritique.
Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'on détermine la longueur (t_r) du plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2 caractérisé en ce qu'on choisit le potentiel ferritique des aciers faiblement alliés à une valeur conforme à celle que donnerait la formule :

${PF = 2,5 (0,5 - % C}_{p})$

où C_p est l'équivalent du carbone à la réaction péritectique, calculé selon la formule :

$%Cp = %C + 0,02 %Mn + 0,04 %Ni-0,1 %Si -0,04 %Cr-0,1 %Mo.$

et on choisit le potentiel ferritique des aciers inoxydables à une valeur conforme à celle que donnerait la formule :

$PF = 5,26 (0,74 - [%Ni'/%Cr'])$

où

$%Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N + %Cu$

$%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 %Mo + 3 %Ti + 2 %Nb$
Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu'on détermine la longueur (t_r) du plateau de cicatrisation et les pentes D et A des rampes de décélération et d'accélération sensiblement à partir des courbes de la figure 2.
Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que la durée (t_d) de décélération est de l'ordre de 0,5 à 30 s, la durée d'attente (t_r) à vitesse réduite de l'ordre de 30 à 300 s, et la durée (t_a) d'accélération de l'ordre de 60 à 600 s.
Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que le contrôle de la vitesse d'extraction est effectué par un ordinateur intégrant le calcul de la vitesse en fonction de l'acier coulé.
Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la vitesse réduite du cycle de cicatrisation est sensiblement égale à la plus grande des deux valeurs obtenues en prenant 70 % de la vitesse de croisière et une vitesse obtenue par rapport de la longueur utile de la lingotière à la longueur t_r du plateau de cicatrisation.