ES2288572T3 - Uso de una aleacion de cobre endurecible. - Google Patents

Abstract

Uso de una aleación de cobre endurecible para moldes de colada, en particular, para diques laterales de instalaciones de colada de cinta, en donde una aleación de cobre endurecible con la siguiente composición: * 1, 2-2, 7% de cobalto, en donde hasta 80% del contenido en cobalto puede ser sustituido por níquel, * 0, 01% hasta 0, 5% de zirconio, * 0, 3-0, 7% de berilio, * opcionalmente, 0, 005-0, 2% de magnesio y/o hierro, * eventualmente, hasta 0, 15% como máximo de al menos un elemento del grupo que comprende niobio, tantalio, vanadio, hafnio, cromo, manganeso, titanio y cerio, * resto, cobre, incluidas las impurezas derivadas de la fabricación, se somete a las etapas de procedimiento de * conformación en frío de la pieza en bruto fundida entre 5 y un máximo de 30%, * recocido por disolución de la pieza en bruto conformada en frío al 5-30%, en un intervalo de temperatura de 850-970ºC, * endurecimiento durante 0, 5 hasta 16 horas de la pieza en bruto recocida por disolución a 400-550ºC y, en estado endurecido, tiene * una resistencia a la tracción de al menos 650 MPa, * una dureza Vickers de al menos 210 HV, * una conductividad eléctrica de al menos 40% IACS, * una resistencia a la tracción en caliente a 500ºC de al menos 400 MPa, * una dureza mínima de 160 HV después del curado durante 500 horas a 500ºC, * y un tamaño de grano máximo, calculado según ASTM E112, de 0, 5 mm.

Description

Uso de una aleación de cobre endurecible.

La invención se refiere al uso de una aleación de cobre endurecible como material para la fabricación de bloques para los diques laterales de instalaciones de colada de cinta.

El objetivo universal, sobre todo de la industria del acero y cobre, de fundir los productos semielaborados con una dimensiones lo más próximas a las finales, con el fin de ahorrarse las etapas de conformado en caliente y/o en frío, condujo ya antes de 1970 al desarrollo de las llamadas instalaciones de colada de cinta de Hazelett, en las cuales las coladas metálicas tienen lugar en el espacio comprendido entre dos cintas dispuestas en paralelo. Por ejemplo, en la instalación de colada de cinta conocida por la Patente de EE.UU. 3 865 176, los diques laterales están formados por bloques metálicos de dique de molde o laterales con una ranura de fijación en T, concatenados sobre una cinta sinfín flexible, por ejemplo de acero, y que se desplazan de forma sincronizada con las cintas de colada en dirección longitudinal. Los bloques de dique laterales (bloques de dique) delimitan, de esta forma, el espacio vacío del molde de colada establecido por las cintas de colada.

Adicionalmente, el documento EP 0 974 413 A1 da a conocer cadenas de diques laterales formadas por bloques machos y hembras para instalaciones de colada de cinta. La ventaja de estos bloques de moldeo desarrollados posteriormente en configuración de macho y hembra radica en una dirección y conducción más precisas de los bloques en el proceso de colada, y da lugar a una mejora de la calidad superficial de la colada continua. Con el fin de evitar un desgaste precoz de los cantos laterales de los bloques por deformación plástica y formación de grietas, un material apropiado debe exhibir una elevada dureza y resistencia, una estructura de grano fino, y una buena resistencia al reblandecimiento a largo plazo. Para eliminar el calor de solidificación de la colada fluida de metal, se requiere, adicionalmente, una alta conductividad térmica del material del bloque del molde.

Por último, es de importancia decisiva un comportamiento de fatiga óptimo del material, que garantice que después de abandonar el tramo de colada, las tensiones térmicas que tienen lugar en los bloques tras su enfriamiento no provoquen grietas en las esquinas de la ranura de fijación en T incluida para la receptación de la cinta de acero. En los bloques de dique laterales en configuración de macho y hembra cabe esperar tensiones térmicas especialmente altas, debido a la geometría y la distribución de masas más desfavorables.

Si aparecen las citadas grietas provocadas por el choque térmico, el bloque de moldeo afectado se desprende en escaso tiempo de la cadena de diques laterales de la máquina de colada de cinta, por lo que el metal fundido en estado líquido puede fluir sin control desde el espacio vacío del molde de colada y dañar, por lo tanto, partes de la instalación. Para cambiar los bloques de moldeo dañados, es necesario detener por completo la instalación de colada de cinta e interrumpir el proceso de fundición.

Para analizar la tendencia a la formación de grietas se ha acreditado el uso de un método de ensayo, en el cual los bloques de moldeo se someten a un tratamiento térmico a 500ºC durante dos horas y, a continuación, se enfría bruscamente en agua a 20 hasta 25ºC. En el material adecuado no deben aparecen grietas de la superficie de la ranura de fijación en T, incluso con la repetición múltiple de este ensayo de choque térmico.

En el documento EP 0 346 645 B1 se describe una aleación basada en cobre, endurecible, compuesta por 1,6 hasta 2,4% de níquel, 0,5 hasta 0,8% de silicio, 0,01 hasta 0,2% de zirconio, opcionalmente hasta 0,4% de cromo y/o hasta 0,2% de hierro, siendo el resto cobre, incluidas las impurezas derivadas de la fabricación. Esta aleación de cobre conocida satisface fundamentalmente las condiciones para un tiempo de exposición prolongado en el caso que se le utilice como material para la fabricación de bloques de moldeo estándares para los diques laterales de instalaciones de colada de cinta. Para esta aleación de cobre, se establece la siguiente combinación de propiedades:

Rm a 20ºC:

635 hasta 660 Mpa

Rm a 500ºC:

286 hasta 372 Mpa

Dureza Brinell:

185 hasta 191 HB (corresponde aproximadamente a 195 hasta 210 HV)

Conductividad:

41,4 hasta 43,4% de IACS.

En el ensayo de choque térmico no se producen grietas. Una ventaja frente a las aleaciones basadas en cobre que contienen berilio radica en la posibilidad de amolar manualmente los bloques de moldeo en seco, dado que el polvo de amolado no contiene berilio. El procesamiento posterior de los bloques utilizados en los diques laterales en configuración de macho y hembra es considerablemente más costoso, y exige normalmente una purificación mecanizada (en húmedo) de la ranura de fijación en T y de las superficies de colada (por ejemplo, en cámaras cerradas), gracias a lo cual se evita la liberación de polvo de amolado. Por lo tanto, bajo estas condiciones resultaría básicamente posible el uso de aleaciones que contienen berilio.

Sin embargo, un bloque de dique lateral producido por la aleación de CuNiSiZr descrita en el documento EP 0 346 645 B1 muestra una tendencia inconveniente a sufrir desgastes precoces de los cantos laterales y de las superficies de colada en instalaciones de colada de cinta que funcionan bajo muy intensas solicitaciones mecánicas y térmicas. Este desgaste, tal como lo han demostrado los resultados experimentales, es atribuible a un reblandecimiento del material de los cantos y superficies de colada a un valor por debajo de 160 HV. Además, la resistencia al choque térmico de la aleación de CuNiSiZr conocida, en su uso en bloques de diques laterales en configuración de macho y hembra, no siempre resulta suficiente para impedir eficazmente la formación de grietas en la ranura de fijación en T en su aplicación de colada.

Los documentos EP 0 548 636 A y US 4 179 314 A dan a conocer aleaciones de cobre adicionales y su uso en moldes de colada.

A través del uso según las reivindicaciones, es posible garantizar, por una parte, un endurecimiento suficiente del material para lograr una alta resistencia, dureza y conductividad. Por otra parte, sólo se requiere una conformación en frío relativamente reducida de 5% hasta un máximo de 30% para ajustar una estructura de grano fino con plasticidad suficiente. Por medio del contenido en zirconio, que se establece de manera gradual, se mejora tanto la resistencia a la fatiga como también las propiedades de resistencia térmica.

Con la sucesión de las etapas del procedimiento indicado en la reivindicación 1, resulta posible, además, y de forma sorprendentemente sencilla, superar los malos resultados observados en las aleaciones conocidas de CuCoBe en lo que respecta al comportamiento de recristalización en la conformación en caliente y el tratamiento de recocido por disolución. El mal comportamiento de recristalización da lugar, en la fabricación de bloques de moldeo a partir de aleaciones de CuCoBe, en los estados de conformación en caliente, recocido por disolución y endurecido, a una estructura de grano grueso inaceptable para los fines de utilización, con tamaños de grano de hasta 1 mm. Sin embargo, si el material se somete entre la conformación en caliente y el tratamiento de recocido por disolución, a una conformación en frío de 5% hasta 30% como máximo, preferentemente hasta 15% como máximo, esta etapa de procesamiento adicional produce una estructura de grano considerablemente más fino. Las correspondientes series de experimentos han confirmado que los materiales para bloques de moldeo destinados a los diques laterales de máquinas de colada de cinta que han sido conformados en frío, a una temperatura menor que la de recristalización, y que, seguidamente, se someten a un tratamiento de recocido por disolución, exhiben una estructura de grano claramente más fino, con tamaños de grano por debajo de 0,5 mm, en tanto que grados de conformación en frío mayores que aproximadamente 40%, en el subsiguiente recocido por disolución dan lugar a un engrosamiento del grano, por recristalización secundaria, con tamaños de grano mayores que 1 mm.

Mediante los ejemplos de realización, la invención se explicará de forma más detallada a continuación. En tres ejemplos según la invención (aleaciones A, B y C) y tres ejemplos comparativos (ejemplos comparativos de aleaciones (D, E y F)), se expondrán las ventajas de la invención. La composición de las aleaciones de cobre en porcentajes en peso se indica en la siguiente Tabla 1:

TABLA 1

1

En el caso de la composición de la aleación D, se trata de una aleación básica de CuNiSi conocida, en tanto que E y F son materiales estandarizados de CuCo2Be o CuCoNiBe.

Todas las aleaciones de cobre se fundieron a un horno de crisol por inducción, y se vertieron en un procedimiento de colada continua en bloques circulares, con un diámetro de 280 mm. Los bloques circulares de las aleaciones de los Ejemplos de aleaciones A, B y C se extruyeron en una extrusora, a una temperatura mayor que 900ºC, para formar varillas planas con dimensiones de 79 x 59 mm y, a continuación, por medio de una reducción de la sección transversal de 12%, se alcanzaron unas dimensiones de 75 x 55 mm. Los bloques de las aleaciones comparativas D, E y F se extruyeron directamente, a la misma temperatura, hasta unas dimensiones de 75 x 55 mm, y no se sometieron a ninguna conformación en frío adicional. Seguidamente, los materiales de CuCoBe o CuCoNiBe se recocieron por disolución a 900 hasta 950ºC, y se dejaron endurecer dentro de un intervalo de temperaturas entre 450 y 550ºC durante 0,5 hasta 16 horas.

La aleación básica de CuNiSi se recoció por disolución a 800 hasta 850ºC, y se endureció bajo las mismas condiciones. En estado endurecido, se determinaron la resistencia a la tracción Rm, la dureza Vickers HV10, la conductividad eléctrica (como parámetro de sustitución de la conductividad térmica), el tamaño de grano según ASTM E112, la resistencia térmica Rm a 500ºC, y la resistencia al reblandecimiento mediante la medición de la dureza Vickers (HV10) después del endurecimiento a 500ºC, después de un período de 500 horas.

En los bloques de moldeo (1), con dimensiones de 70 x 50 x 40 mm, y los bloques de moldeo (2) con configuración de macho y hembra, con dimensiones de 70 x 50 x 47 mm, se analizó, por último, su comportamiento frente al choque térmico. A tal efecto, los bloques de moldeo se recocieron inicialmente durante dos horas a 500ºC y, a continuación, se enfriaron bruscamente en agua a 20 hasta 25ºC. La presencia de grietas en la ranura de fijación en T de los bloques se examinó, a continuación, a simple vista y con un microscopio de 10 aumentos.

Todos los resultados de los ensayos aparecen resumidos en la siguiente Tabla 2.

TABLA 2

2

La dilatación de las grietas determinadas en la ranura de fijación T en los bloques de moldeo clasificados como "con grietas" fue de 2 a 5 mm y, en casos aislados, la longitud de la grieta fue de hasta 10 mm. De la comparación se deduce que, con respecto a los materiales E y F, solamente los Ejemplos según la invención exhiben, con propiedades óptimas, una estructura sorprendentemente uniforme y de grano fino, disponiendo de la resistencia necesaria contra la formación de grietas en su uso como bloques de moldeo en configuración de macho y hembra. También en el uso como bloque de moldeo habitual, los Ejemplos según la invención tienen una resistencia al reblandecimiento claramente mejor con respecto a la aleación de CuNiSi D conocida, y una resistencia al reblandecimiento algo mejor con respecto a las aleaciones E y F.

La aleación de cobre que se especifica en la reivindicación 1 es excepcionalmente apropiada, por lo tanto, como material para la fabricación de todos los bloques de moldeo para diques laterales de instalaciones de colada de cinta, que están sometidos típicamente a solicitaciones variables de temperatura en el proceso de colada. Estos bloques incluyen tanto los bloques de moldeo utilizados hasta la fecha, así como también los bloques de moldeo en la configuración de macho y hembra según el documento EP 0 974 413 A1.

Claims (2)

1. Uso de una aleación de cobre endurecible para moldes de colada, en particular, para diques laterales de instalaciones de colada de cinta, en donde una aleación de cobre endurecible con la siguiente composición:

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1,2-2,7% de cobalto, en donde hasta 80% del contenido en cobalto puede ser sustituido por níquel,

\bullet

0,01% hasta 0,5% de zirconio,

\bullet

0,3-0,7% de berilio,

\bullet

opcionalmente, 0,005-0,2% de magnesio y/o hierro,

\bullet

eventualmente, hasta 0,15% como máximo de al menos un elemento del grupo que comprende niobio, tantalio, vanadio, hafnio, cromo, manganeso, titanio y cerio,

\bullet

resto, cobre, incluidas las impurezas derivadas de la fabricación, se somete a las etapas de procedimiento de

\bullet

conformación en frío de la pieza en bruto fundida entre 5 y un máximo de 30%,

\bullet

recocido por disolución de la pieza en bruto conformada en frío al 5-30%, en un intervalo de temperatura de 850-970ºC,

\bullet

endurecimiento durante 0,5 hasta 16 horas de la pieza en bruto recocida por disolución a 400-550ºC

y, en estado endurecido, tiene

\bullet

una resistencia a la tracción de al menos 650 MPa,

\bullet

una dureza Vickers de al menos 210 HV,

\bullet

una conductividad eléctrica de al menos 40% IACS,

\bullet

una resistencia a la tracción en caliente a 500ºC de al menos 400 MPa,

\bullet

una dureza mínima de 160 HV después del curado durante 500 horas a 500ºC,

\bullet

y un tamaño de grano máximo, calculado según ASTM E112, de 0,5 mm.

2. Uso de una aleación de cobre según la reivindicación 1, que contiene 1,8-2,4% de cobalto, 0,45-0,65% de berilio, 0,15-0,3% de zirconio, hasta 0,05% de Mg, hasta 0,1% de hierro, resto cobre, incluidas las impurezas derivadas de la fabricación, sometida a las etapas de procedimiento según la reivindicación 1, con una conformación en frío de 10-15% después de la conformación en caliente, y que el estado endurecido tiene

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una resistencia a la tracción de 700-900 MPa,

\bullet

una dureza Vickers de 230-280 HV,

\bullet

una conductividad eléctrica de 45-60% IACS,

\bullet

una resistencia a la tracción en caliente a 500ºC de al menos 450 MPa,

\bullet

una dureza mínima de 160 HV después del curado durante 500 horas a 500ºC,

\bullet

un tamaño de grano, calculado según ASTM E112, entre 30 y 90 \mum.