FR2675062A1 - 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. - Google Patents
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. Download PDFInfo
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Abstract
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, on détermine le potentiel ferritique (PF) de l'acier coulé et on détermine les pentes (D, A) d'une des deux rampes en fonction de ce potentiel ferritique, et la longueur (tr ) plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
Description
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
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.
LORS D'UN CYCLE DE CICATRISATION APRES COLLAGE, DANS UN
PROCESSUS DE COULEE CONTINUE D'ACIER
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.
Les collages de peau en lingotières d'une machine à coulée continue sont très dangereux puisqu'ils peuvent entraîner des percées. I1 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.
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, qui 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.
Le but de l'invention est de remplacer la gestion empirique 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 plus loin la définition, peut être considéré comme le facteur déterminant dans la régulation de vitesse d'extraction pendant le cycle de cicatrisation.
I1 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 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.
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=. En cas d'alarme détectée, on l'abaisse à une vitesse réduite V , pendant un temps de décroissance t et selon une valeur moyenne de décroissance D = (V=-V=)/td, i.e. la pente de la rampe de décélération. Après un temps de cicatrisation ou attente t=, la vitesse remonte à sa valeur Vc en un temps ta et selon une accélération A = (V=-V=)/t-.
Selon l'invention, il a été découvert que
- t et D sont fortement influencés par la tendance au gonflement de brame 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 (et un niveau bas pour D), tandis que le contraire vaut pour une nuance austénitique;
- tr est surtout lié à l'intervalle de solidification, i.e. la différence des températures entre liquidus et solidus, T-Ts (en K); donc une nuance fortement alliée avec une valeur élevée pour TT-Ts demande une augmentation correspondante de tr et inversement,
- ta et A nécessitent une adaptation à la 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.
- t et D sont fortement influencés par la tendance au gonflement de brame 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 (et un niveau bas pour D), tandis que le contraire vaut pour une nuance austénitique;
- tr est surtout lié à l'intervalle de solidification, i.e. la différence des températures entre liquidus et solidus, T-Ts (en K); donc une nuance fortement alliée avec une valeur élevée pour TT-Ts demande une augmentation correspondante de tr et inversement,
- ta et A nécessitent une adaptation à la 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,1 %Si
-0,04 Cr-O,l %Mo.
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,1 %Si
-0,04 Cr-O,l %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 - F%Ni'/%Cr']) où %Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N +
%Cu
%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 ioMO + 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.
PF = 5,26 (0,74 - F%Ni'/%Cr']) où %Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N +
%Cu
%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 ioMO + 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
A = f(PF) = aO +i a (PF) 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
Les durées ta préférées pour l'accélération sont comprises entre 60 et 600 s.
A = f(PF) = aO +i a (PF) 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
Les durées ta préférées pour l'accélération sont comprises entre 60 et 600 s.
En fait, les durées ta (qui résultent théoriquement du calcul (V=-V=)/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 t égale ou supérieure à 0,05 0,1 0,5
S 1 2 3
Al 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
D = f(PF) = a0 + ai (PF)I avec
a0 = - 57,15
a1 = 21
a2 = 7,68
a3 = - 1,83
a4 = 0,822
= = 0,0531
as = 0,0289
Les durées ta préférées pour la décélération sont de l'ordre de 0,5 à 30 s.
Elément, teneur en t égale ou supérieure à 0,05 0,1 0,5
S 1 2 3
Al 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
D = f(PF) = a0 + ai (PF)I avec
a0 = - 57,15
a1 = 21
a2 = 7,68
a3 = - 1,83
a4 = 0,822
= = 0,0531
as = 0,0289
Les durées ta 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 TL - Ts, OÙ TL et Ts 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 TL vaut
pour PF > 0 : TL = 1538 - 90 (%C) - [%X]
pour PF < 0 : TL = 1528 - 60 (%C) - [%X] et la température de solidus, Ts vaut
pour PF > 1 : Ts = 1538 - 450 (%C) - [%X]
pour PF < 1 : Ts = 1528 - 180 (%C) - [%XJ où le coefficient X des éléments et alliages représente respectivement : loti, 5Mn, 2Cr, 3Ni, 3Mo, 3Cu, 8Nb, 14Ti, 3A1, 2V, 60B, 1W, lCo, 34P, 40S, 14As, 10Se, 36Se.
pour PF > 0 : TL = 1538 - 90 (%C) - [%X]
pour PF < 0 : TL = 1528 - 60 (%C) - [%X] et la température de solidus, Ts vaut
pour PF > 1 : Ts = 1538 - 450 (%C) - [%X]
pour PF < 1 : Ts = 1528 - 180 (%C) - [%XJ où le coefficient X des éléments et alliages représente respectivement : loti, 5Mn, 2Cr, 3Ni, 3Mo, 3Cu, 8Nb, 14Ti, 3A1, 2V, 60B, 1W, lCo, 34P, 40S, 14As, 10Se, 36Se.
Le graphique supérieur de la figure 2 montre que le temps d'attente t=, 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 tr est la suivante tz = f (TL - Ts) = aO + ai (TL - avec
a0 = 0,351 al = - 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.
a0 = 0,351 al = - 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 nonlinéaires.
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 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 > (C) 1460 1506 1537 1465 1526 1502 T8(ZC) 1408 1499 1535 1344 1504 1458 TL-Ts (K) 52 7 2 121 22 44
Critères de contrôle dynamique *):
D < m/min2) -44 -12 -20 -68 -30 -52 td (s) 1,4 5,0 3,0 0,9 2,0 1,2 tr (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 ta (min) 2,2 6,2 2,6*** 4,5 1,4 2,6 ta + tr (min**) 2,9 6,5 4,2 8,1 1,7 3,1 *) Va = 1,5 m/min ; V = 0,5 m/min **) temps total en vitesse réduite (période de cicatri
sation) ***) correction de ta pour Ti : 2,6 x 1,5 = 3,9 min
Nuance 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 > (C) 1460 1506 1537 1465 1526 1502 T8(ZC) 1408 1499 1535 1344 1504 1458 TL-Ts (K) 52 7 2 121 22 44
Critères de contrôle dynamique *):
D < m/min2) -44 -12 -20 -68 -30 -52 td (s) 1,4 5,0 3,0 0,9 2,0 1,2 tr (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 ta (min) 2,2 6,2 2,6*** 4,5 1,4 2,6 ta + tr (min**) 2,9 6,5 4,2 8,1 1,7 3,1 *) Va = 1,5 m/min ; V = 0,5 m/min **) temps total en vitesse réduite (période de cicatri
sation) ***) correction de ta pour Ti : 2,6 x 1,5 = 3,9 min
Claims (6)
- REVENDICATIONS 1. 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.
- 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'on détermine la longueur (t=) plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
- 3. 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 formulePF = 2,5 (0,5 - % C) où Cp 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-O,1 %Mo.2 %Nb
- 4. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu'on détermine la longueur (t=) 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.%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 %Mo + 3 %Ti +%CuPF = 5,26 (0,74 - [%Ni'/%Cr']) où %Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N +et on choisit le potentiel ferritique des aciers inoxydables à une valeur conforme à celle que donnerait la formule :
- 5. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que la durée (td) de décélération est de l'ordre de 0,5 à 30 s, la durée d'attente (tir) à vitesse réduite de l'ordre de 30 à 300 s, et la durée (ta) d'accélération de l'ordre de 60 à 600 s.
- 6. 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.
Priority Applications (17)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| FR9104356A FR2675062B1 (fr) | 1991-04-10 | 1991-04-10 | 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. |
| AU16464/92A AU651883B2 (en) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | Dynamic casting speed control method for a skinning over cycle following sticking in a continuous steel casting process |
| KR1019930702839A KR100230888B1 (ko) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | 연속주강공정에서회수속도를역학적으로제어하는방법 |
| EP92908866A EP0579702B1 (fr) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | 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 |
| PCT/FR1992/000286 WO1992018273A1 (fr) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | 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 |
| DE69200848T DE69200848T2 (de) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | Dynamische kontrolle der abzugsgeschwindigkeit nach dem anhaften des stranges beim stranggiessen. |
| AT92908866T ATE115019T1 (de) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | Dynamische kontrolle der abzugsgeschwindigkeit nach dem anhaften des stranges beim stranggiessen. |
| ES92908866T ES2068032T3 (es) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | Procedimiento de control dinamico de la velocidad de extraccion en un proceso de colada continua de un acero. |
| CA002108127A CA2108127A1 (fr) | 1991-04-10 | 1992-03-30 | Methode de commande dynamique de la vitesse de coulee permettant de prevenir la formation de peau dans le moule de coulee, dans un procede de coulee en continu de l'acier |
| MX9201617A MX9201617A (es) | 1991-04-10 | 1992-04-08 | Procedimiento de control dinamico de la velocidad de extraccion al momento de un ciclo de cicatrizacion despues del pegado en un proceso de colada continua de acero |
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| PT100355A PT100355A (pt) | 1991-04-10 | 1992-04-08 | Processo para o controlo dinamico da velocidade de extraccao,durante um ciclo de cicatrizacao apos colagem, num processo de vazamento continuo de um aco |
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| CN92102615A CN1046875C (zh) | 1991-04-10 | 1992-04-09 | 在连续铸钢中产生粘滞后控制抽锭速度的方法 |
| TW081103352A TW206171B (fr) | 1991-04-10 | 1992-04-29 | |
| FI934393A FI97782C (fi) | 1991-04-10 | 1993-10-06 | Menetelmä vetonopeuden dynaamiseksi säätämiseksi sen korjausjakson aikana, joka seuraa kiinnitarttumista teräksen jatkuvavalumenetelmässä |
| US08/129,193 US5449034A (en) | 1991-04-10 | 1993-12-29 | Method of dynamically controlling the withdrawal speed during a healing cycle following sticking in a process for the continuous casting of steel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| FR9104356A FR2675062B1 (fr) | 1991-04-10 | 1991-04-10 | 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. |
Publications (2)
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