EP0215874A1 - Frettes de rouleaux de coulee continue. - Google Patents

Frettes de rouleaux de coulee continue.

Info

Publication number
EP0215874A1
EP0215874A1 EP86901895A EP86901895A EP0215874A1 EP 0215874 A1 EP0215874 A1 EP 0215874A1 EP 86901895 A EP86901895 A EP 86901895A EP 86901895 A EP86901895 A EP 86901895A EP 0215874 A1 EP0215874 A1 EP 0215874A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
thermal
hoop
continuous casting
stresses
steel
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Granted
Application number
EP86901895A
Other languages
German (de)
English (en)
Other versions
EP0215874B1 (fr
Inventor
Joseph-Jean Terrasse
Andre-Robert Boucher
Michel Seux
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.)
Chavanne Ketin SA
Original Assignee
Chavanne Ketin SA
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Chavanne Ketin SA filed Critical Chavanne Ketin SA
Priority to AT86901895T priority Critical patent/ATE36820T1/de
Publication of EP0215874A1 publication Critical patent/EP0215874A1/fr
Application granted granted Critical
Publication of EP0215874B1 publication Critical patent/EP0215874B1/fr
Expired legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/06—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths into moulds with travelling walls, e.g. with rolls, plates, belts, caterpillars
    • B22D11/0637—Accessories therefor
    • B22D11/0648—Casting surfaces
    • B22D11/0651—Casting wheels

Definitions

  • the invention relates to hoops and rolls of continuous casting of aluminum alloy, these hoops having an improved lifespan, compared to the freight made from traditional steels, and retaining good productivity with the casting.
  • the molten metal is directly cast at a temperature of approximately 680 ° C. between a pair of cooled rollers rotating in opposite directions, which fulfill the double function of solidifying the metal by strip and hot rolling of this metal.
  • rollers To obtain the maximum productivity of the installation, the rollers must be effectively cooled and have good thermal conductivity in order to promote the evacuation of calories.
  • These rollers are produced in two parts: a central core comprising cooling means and a hoop which is mounted on this core and comes directly into contact with the cast aluminum.
  • This hoop constitutes the part of the roller receiving the most intense stresses and, after a certain number of hours of operation, must be revised due to the cracks of thermal origin which have developed.
  • the first characteristic that is required of a material, to produce frets of a continuous casting machine, is good thermal conductivity.
  • these .frettes are subjected, in operation to a certain number of constraints, of mechanical origin, namely: hooping, bending, torsion. These constraints impose a minimum of mechanical strength and toughness.
  • the main stress is thermal cycling which causes plastic fatigue of the surface, the initiation and propagation of a network of micro-cracks. This deterioration requires periodic reconditioning of the hoop, an operation which consists in eliminating, by machining, the thickness of deteriorated metal.
  • the object of the present invention is to provide new aluminum continuous casting hoops which, while preserving a high productivity of the installation linked to good thermal conductivity, provide a service life at least comparable to the best products currently available. used, this thanks to the use of an alloy steel having a high resistance to fatigue of thermal origin.
  • the subject of the invention is therefore a hoop of a continuous casting roll of aluminum, characterized in that it is in the form of a forged cylindrical casing, having undergone a heat treatment and machined, of an alloy steel having the co following position, as a percentage by weight:
  • the composition is as follows: C; 0.31 to 0.35; Mn: 0.30 to 0.50; If: 0.15 to 0.35; i less than 0.25; Mo: 0.90 to 1.10; V: 0.13 to 0.20; S - ⁇ i 0.020; P ⁇ 0.020; Cu 0.30; the remainder being essentially iron and residual impurities.
  • Fig.1 is a schematic view of a horizontal continuous casting installation
  • - Fig.2 is a schematic side ITAva ⁇ tion and partial section of a portion of the ins ⁇ tallation of Fig.1;
  • - Fig.3 is a diagram illustrating the stress cycle as a function of the elongation undergone by the metal of the hoop;
  • - Fig.4 shows histograms illustrating the number and depth of cracks for four grades of steel, them according to the prior art and two according to the invention.
  • the principle of continuous casting of light alloy shown in Fig. 1 and 2 relates to so-called horizontal casting.
  • Aluminum, melted in an oven which is not shown, is kept at constant level in a cana '' 1 and introduced, by means of a nozzle 2, between two rollers 3, at a temperature of around 680 ° C.
  • the rollers (or cylinders) 3 are rotated in opposite directions with a spacing which determines the thickness of the solidified sheet 4.
  • the rolling grip constitutes a continuous ingot mold in which, in contact with the cold cylinders, the cast aluminum solidifies, while it is driven by the rotation of the cylinders.
  • Each roller has a cooling circuit traversed by a fluid, generally by water.
  • Each roll is produced in two parts, namely:
  • a core 5 which is a steel cylinder in which are formed longitudinal channels 6, supply and outlet of water by the pins 7. These channels are fed, by radial channels 8, peripheral channels 9 and a hoop 10 which is mounted on the core, so that it is in direct contact with the cooling fluid which circulates in the channels 9.
  • This hoop constitutes the consumable part of the roller. mier is to extract the calories from the solidifying alloy. It is understood that the productivity of the casting machine is directly linked to the transfer of calories through the hoop.
  • this hoop must have good thermal conductivity, but also appropriate mechanical properties in relation to the stresses to which it is subjected.
  • the stress regime, at each point of the frets, is defined by the cumulation of the stresses of mechanical origin and the stresses of thermal origin due to the cycling of the thermal gradient.
  • the mechanical stresses originate from:
  • the temperature is not homogeneous: the fibers would like to expand differently, but they are embedded in the neighboring fibers, hence a state of constraints, depending on the thermal gradient.
  • frets the inside can be seen, at constant temperature, close to that 'of the cooling water. The external face comes, at each rotation, into contact with the liquid aluminum, then when the sheet comes out of the grip, the hoop cools down by the ambient air, and by the thermal transfer towards the fluid cooling.
  • the first heating is represented by the line 0A, then by the curve AB, which corresponds to the plastic deformation on the stress-deformation diagram in FIG. 3.
  • the predominant stresses are those induced by the thermal cycle (which are superimposed, of course, the stresses, even modest, of mechanical origin).
  • the fatigue resistance of thermal origin appears to be directly linked to the mechanical characteristics of the steel at the stress temperatures, and in particular, directly linked to the limit of elasticity of the material.
  • Manganese or Silicon to provide the steel with a homogeneous and stable structure, of good toughness.
  • hot tool steels used, in particular, for the forging and forging of steels, which have a high elastic yield strength, good resistance to thermal fatigue and which would seem to be able to be used to constitute frets. continuous casting of aluminum.
  • these steels have a too low thermal conductivity, which causes a more or less significant loss, or even incidents, or an impossibility of operation of the machine.
  • the search for a steel composition optimized for continuous casting hoops consists in using, at best, the alloying elements in order to obtain the best resistance with a thermal conductivity little modified compared to standard steels.
  • the selection criteria are, of course, the mechanical characteristics of the steel.
  • thermal fatigue is a complex mechanism. In addition to the effect of the stresses generated by the cycling of the thermal gradient, it integrates the effects of external aggressions, and those of internal modifications of the material, which influence the formation and development of the crack network.
  • the frets for the casting roller according to the present invention are produced from a steel grade produced in an electric oven, poured into a pocket where it is refined and degassed, then finally molded in an ingot mold.
  • the ingots are heated to about 1200 ° C, drilled to obtain blanks which are themselves forged into tubes of 500 to 1000 mm in diameter. These blanks are then austenitized at around 970 ° C, then quenched and subjected to tempering to give them the required metallurgical quality.
  • the grades according to the present invention are characterized by a simplicity of implementation during the hot transformation and subsidiary treatments for refining the structure in order to obtain the best ductility properties. which is difficult to obtain for carbon grades higher or co 'n taking more alloying elements.
  • Table I below indicates the weight compositions of the various steels tested, for comparison purposes.
  • This device comprises a finely rectified cylindrical test piece, which is intermittently heated at the surface by high frequency induction and which is permanently cooled internally by a circulation of water.
  • test piece of the generator power, of the self-test piece coupling, of the cooling, made it possible to define a thermal cycle inspired by the temperature measurements recorded on real frets in operation.
  • the test results are plotted on a histogram represented in Fig. 4, where the numbers and the depths of the cracks are represented.
  • the cracking mechanism is always similar: the cracks which were created first, from the micro - surface accidents, are those which develop the most in depth. Then forms, a network of secondary cracks of less importance.
  • the criterion retained is the maximum depth of the main cracks: these are the cracks which determine, on a hoop, the amount of metal to be removed to renovate its working surface.
  • the improvement in the resistance to fatigue of thermal origin consists in an unexpected reduction in the mesh of the network of main cracks and in a reduction in the maximum depths of the cracks, all other things being equal.
  • the frequency of the first initiated cracks is approximately one to two cracks per linear centimeter.
  • the frequency of cracks initiating approximately simultaneously is much higher.
  • the distribution of the deformations and stresses due to thermal cycling is thereby distributed, which contributes to the least penetration of degradation by thermal fatigue.
  • a continuous aluminum casting machine equipped with rollers with a diameter of 630 mm made it possible to cast 9,960 tonnes in approximately 4,800 hours.
  • 3,200 tonnes were poured in 1,000 hours.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)
  • Heat Treatment Of Articles (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)
  • Forging (AREA)
  • Reduction Rolling/Reduction Stand/Operation Of Reduction Machine (AREA)
  • Braking Arrangements (AREA)
  • Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
  • Nonmetallic Welding Materials (AREA)

Abstract

Frettes de rouleaux de coulée continue d'aluminium, caractérisées en ce qu'elles se présentent sous forme d'enveloppes cylindriques forgées ayant subi un traitement thermique et usinées en un acier allié ayant la composition suivante, en pourcentage pondéral: C : 0,30 à 0,36; Mn : 0,30 à 0,60; SI : 0,15 à 0,45; Ni inférieur à 0,40; Cr : 2,80 à 3,40; Mo : 0,85 à 1,25; V : 0,10 à 0,30; S <= 0,020; P <= 0,020; Cu <= 0,30; le reste étant essentiellement du fer et des impuretés résiduelles.

Description

Frettes de rouleaux de coulée continue
L'invention est relative à des frettes e rou¬ leaux de coulée continue d'alliage d'aluminium,ces frettes présentant une durée de vie améliorée, par rapport aux fret tes réalisées en aciers traditionnels, et conservant une bonne productivité à la machine de coulée.
Dans la fabrication d'aluminium coulé en conti¬ nu, le métal fondu est directement coulé à une températu¬ re de 680°C environ entre une paire de rouleaux refroidis tournant en sens contraires, qui remplissent la double fonc tion de solidification du métal en bande et de laminage à chaud de ce métal.
On conçoit que les cylindres ne sauraient tour¬ ner à une vitesse très grande puisque l'on doit laisser à l'alliage le temps de se solidifier au contact du rouleau et la possibilité de subir un certain laminage.
Pour obtenir le maximum de productivité de l'ins¬ tallation, les rouleaux doivent être refroidis efficacement et posséder une bonne conductibilité thermique afin de fa¬ voriser l'évacuation des calories. Ces rouleaux sont réali- ses en deux parties : une âme centrale comportant des moyen de refroidissement et une frette qui est montée sur cette âme et vient directement au contact de l'aluminium coulé.
Cette frette constitue la partie du rouleau rece¬ vant les sollicitations les plus intenses et, après un cer- tain nombre d'heures de fonctionnement, doit être révisée en raison des fissures d'origine thermique qui se sont dé¬ veloppées.
La première caractéristique que l'on demande à un matériau, pour réaliser des frettes de machine de cou- lée continue, est une bonne conductibilité thermique. Ce¬ pendant, ces .frettes sont soumises, en fonctionnemen à un certain nombre de contraintes, d'origine mécanique, à savoir : frettage, flexion, torsion. Ces contraintes im¬ posent un minimum de résistance mécanique et de ténacité. La sollicitation principale est le cyclage ther¬ mique qui entraîne une fatigue plastique de la surface, l'amorçage et la propagation d'un réseau de micro-fissures. Cette dégradation impose une remise en état périodique de la frette, opération qui consiste à éliminer, par usinage, l'épaisseur de métal détérioré.
Les aciers alliés eouraiïirent utilisés jusqu'à présent pour la fabrication de ces frettes correspondaient à la composition pondérale suivante en % :
C : 0,53 à 0,57; Mn : 0,70 à 0,90 ; Si : 0,20 à 0,40 ; Ni : 0,40 à 0,70 ; Cr : 0,90 à 1,30 ; Mo : 0,40 à 0,60 ; V : 0,10 à 0,20 avec une teneur en S 0,020 et une teneur en P . 0,020.
Ces aciers privilégient les propriétés de conducti¬ bilité thermique et donc la productivité des installations , mais en contrepartie ont une résistance limitée à la fissu¬ ration d'origine thermique, ce qui a pour conséquence une durée de fonctionnement plus courte nécessitant des réusina¬ ges plus fréquents et par conséquent une consommation plus importante de frettes.
On connaît également des aciers pour frettes de cou¬ lée continue d'aluminium ayant la composition pondérale suivante en % :
C : 0,53 à 0,58; n : 0,40 à 1 ; Si : 0,1 à 0,2 ; Ni : 0,45 à 0,55 ; Cr : 1,5 à 3,0 ; Mo : 0,8 à 1,2 ; V : 0,3 à 0,5 avec S <.0,020 et P <o 020.
Ces aciers possèdent de bonnes propriétés de tenue mécanique et de durée de fonctionnement, mais ils ne permet¬ tent pas d'obtenir des résultats de productivité comparables à ceux obtenus par les aciers précédemment décrits.
La présente invention a pour but de fournir de nou¬ velles frettes de coulée continue d'aluminium qui, tout en préservant une productivité élevée de l'installation liée à une bonne conductivité thermique, procurent une durée de fonctionnement au moins comparable aux meilleurs produits actuellement utilisés, ceci grâce à l'utilisation d'un acier allié possédant une résistance élevée à la fatigue d'origine thermique. L'invention a ainsi pour objet une frette de rouleau de coulée continue d'aluminium, caractérisée en ce qu'elle se présente sous forme d'une enveloppe cylindrique forgée, ayant subi un traitement thermique et usinée, en un acier allié ayant la co posisiton suivante, en pourcen¬ tage pondéral :
C : 0,30à 0,36 ; Mn : 0,30 à 0,60 ; Si : 0,15 à 0,45 ; Ni inférieur à 0,40 ; Cr : 2,80 à 3,40 ; Mo : 0,85 à 1,25 ; V : U,1U a 0,30 ; S ^ 0,020 ; P <- 0,020 ; Cu<O,30 ; le reste étant essentiellement du fer et des impuretés rési¬ duelles.
Selon un mode de réalisation préféré, la com¬ position est la suivante : C ; 0,31 à 0,35 ; Mn : 0,30 à 0,50 ; Si : 0,15 à 0,35 ; i inférieur à 0,25 ; Mo : 0,90 à 1,10 ; V : 0,13 à 0,20 ; S -≤i 0,020 ; P ^0,020 ; Cu 0,30 ; le reste étant essen¬ tiellement du fer et des impuretés résiduelles.
L'invention est exposée ci-après en détail en référence aux dessins annexés, sur lesquels : - la Fig.1 est une vue schématique d'ure ins¬ tallation de coulée continue horizontale;
- la Fig.2 est une vue schématique en éléva¬ tion latérale et en coupe partielle d'une partie de l'ins¬ tallation de la Fig.1 ; - la Fig.3 est un diagramme illustrant le cycl des contraintes en fonction de l'allongement subi par le métal de la frette ;
- la Fig.4 représente des histogrammes illus¬ trant le nombre et la profondeur des fissures pour qua- tre nuances d'acier, eux selon la technique antérieure et deux selon l'invention.
Le principe de la coulée continue d'alliage léger représenté aux Fig.1 et 2,est relatif à la coulée dite horizontale.L'aluminium, fondu dans un four qui n'est pas représenté,est maintenu à niveau constant dans un cana d'amenée 1 et introduit, au moyen d'une buse 2 , entre deux rouleaux 3, à une température avoisinant 680°C. Les rou¬ leaux (ou cylindres) 3 sont entraînés en rotation en sens opposés avec un écartement qui détermine l'épaisseur de la feuille solidifiée 4. L'emprise de laminage constitue une lingotière continue dans laquelle, au contact des cy¬ lindres froids, l'aluminium de coulée se solidifie, tandis qu'il est entraîné par la rotation des cylindres.
Chaque rouleau possède un circuit de refroidisse¬ ment parcouru par un fluide, en général par de l'eau. Chaque rouleau est réalisé en deux parties, à savoir :
Une âme 5 qui est un cylindre en acier dans le¬ quel sont ménagés des canaux longitudinaux 6, d'amenée et sortie d'eau par les tourillons 7. Ces canaux alimen¬ tent, par des canaux radiaux 8, des rigoles périphériques 9 et une frette 10 qui est montée sur l'âme, de telle sor¬ te qu'elle est en contact direct avec le fluide de refroi¬ dissement qui circule dans les rigoles 9. Cette frette constitue la partie consommable du rouleau.Son rôle pre¬ mier est d'extraire les calories de l'alliage en solidifi- cation. On conçoit que la productivité de la machine de coulée soit directement liée au transfert des calories au travers de la frette.
Comme indiqué précédemment, cette frette doit pos¬ séder une bonne conductibilité thermique, mais également des propriétés mécaniques- appropriées en ra-ison des con¬ traintes auxquelles elle est soumise.
Le régime des contraintes , en chaque point des frettes, est défini par le cumul des contraintes d'origine mécanique et des contraintes d'origine thermique dues au cyclage du gradient thermique.
Les contraintes mécaniques ont pour origine :
- le frettage (contraintes statiques) ;
- le couple d'entraînement qui induit des contrain¬ tes de torsion-cisaillement ; - la pression de laminage qui entraîne la flexion des cylindres,et une répartition de contraintes de compres¬ sion-cisaillement dans l'emprise des cylindres. De par son principe, l'opération de frettage à chaud induit dans la frette des contraintes résiduelles. Celles- ci ont été évaluées par différentes formules d'approxima¬ tion, ou calculées par la méthode des éléments finis. Un certain nombre de mesures de contraintes résiduel¬ les a été effectué par la méthode des rayons X, sur des frettes de différents types. Les résultats corroborent les calculs . Selon le type de rouleau et les conditions de frettage, l'ordre de grandeur des contraintes résiduelles après frettage est le suivant :
- contrainte circonférentielle de traction : 100 à 250 MPa ;
- contrainte longitudinale en traction : 50 à 150 MPa Il est à noter qu'en fonctionnement, les frettes se déplacent légèrement. Très rapidement, les contraintes ré¬ siduelles longitudinales vont disparaître. Par contre, les contraintes circonferentielles de traction, dues au serrage demeurent.
Les contraintes de fonctionnement ont été également calculées, pour un type de machine de coulée déterminé.
- Torsion : les contraintes de cisaillement dtres au couple d'entraînement sont très faibles, de l'ordre du MPa. Leur effet est donc tout à fait négligeable.
- Flexion : au cours d'une rotation,les contraintes longitudinales dues à la' flexion passent par un maximum en compression, au contact tôle/cylindre, puis par un ma¬ ximum en traction dans la position opposée : l'ordre de grandeur de ces contraintes est de : + 70 MPa.
- L'effet de laminage qui intervient sur la feuille d'alliage, pendant et juste après sa solidification, est faible et s'applique à un matériau dont la contrainte d'écoulement est très basse. Les contraintes de cisaille¬ ment de Hertz, engendrées dans la frette,sont donc très modestes et peuvent être négligées. Chaque rotation du rouleau met sa peau en contact avec l'aluminium liquide, dans l'arc de contact a . Il en résulte un gradient thermique dans l'épaisseur de la frette Puis, au sortir du contact,la rotation permet à la zone sollicitée de se refroidir.
On sait que toute variation de température engen¬ dre une déformation en volume. La variation de température homogène, d'un matériau libre et homogène,entraîne une variation de volume, mais pas de contrainte.
Il y a contrainte si :
- la structure est encastrée ;
- la structure n'est pas homogène (dfo présence de coefficients de dilatation différents);
- la température n'est pas homogène : les fibres souhaiteraient se dilater différentiellement, or elles son encastrées dans les fibres voisine d'où un état de contrai tes, fonction du gradient thermique. Dans le cas des frettes, la face interne peut être considérée, à température constante, voisine de celle' de l'eau de refroidissement. La face externe vient, à chaque rotation, en contact avec l'aluminium liquide, puis lors¬ que la tôle est sortie de l'emprise, la frette se refroi- dit par l'air ambiant, et par le transfert thermique vers le fluide de refroidissement.
L'évolution thermique a été étudiée par l'introduc¬ tion de thermocouples dans l'épaisseur de frettes.Les résul tats de cette étude ont inspiré la définition du cycle the mique imposé à l éprouvette de simulation de l'essai de ré sistance à la fatigue d'origine thermique qui est décrit ci-après et utilisé dans la présente description.
Chaque cycle induit, en peau de la frette,une con¬ trainte maximale de compression dont la valeur peut être estimée en première approximation, en supposant le maté¬ riau parfaitement élastique, par la relation : g- = E . j ,AΘ mai.. 1 - ^ où : E = Module de Young <**< = Coefficient de dilatation
A θ = température de la surface - Température interne i = Coefficient de Poisson.
Compte tenu de la température atteinte en surface de la frette, on voit que le niveau de contrainte atteint et dépasse la limite élastique de l'acier. L'échauffement de la peau de la frette, au contact de l'aluminium liquide, entraîne donc une déformation plastique de cette peau.
Le cycle de contraintes est illustré à la Figure 3.
Le premier échauffement est représentépar la ligne 0Â,puis par la courbe AB, qui correspond à la déformation plas¬ tique sur le diagramme contraintes-déformation de la Fig.3.
Au refroidissement, la déformation va tendre à s'an nuler, mais le métal ne pourra pas reprendre élastiquement sa place puisqu'il a subi, au chauffage, une déformation dans le domaine plastique en compression. Le retour à la température basse va provoquer, en D, le dépassement de la limite élastique en traction et entraîner une déformation plastique, en traction cette fois ,jusqu'au point E.
Le second cycle, partant de E,va provoquer un nou¬ veau dépassement de la limite élastique en compression en F et le cycle se poursuivra autour de E F B D, engendrant chaque fois :
- une déformation plastique " FB"- au chauffage ;
- une déformation plastique " DE" au refroidissement
Ce cycle de déformations d'origine thermique engen¬ dre, inévitablement,une fatigue mécanique de la surface qui se traduit par 1 'amorçage ,puis la propagation de micro¬ fissures.
Les contraintes d'origine mécanique,contraintes résiduelles de frettage et contraintes de flexion sont mo¬ destes. Elles ne posent pas,pour les aciers, de problème de caractéristique mécanique.
Les contraintes prépondérantes sont celles induites par le cycle thermique (auxquelles se superposent,bien en¬ tendu, les contraintes, même modestes, d'origine mécanique) .
La propriété essentielle qu'on exige d'une frette de coulée continue,outre la conductibilité thermique,est donc la " résistance à la fatigue thermique ".
S'il était possible de diminuer l'ampleur du cycle du gradient de température, on diminuerait le niveau maxi¬ mum des contraintes et l'on retarderait l'apparition de la fissuration. Ce cycle, cependant, est lié au procédé lui- même.
Pour un acier, il a été indiqué précédemment que la contrainte maximale en peau pouvait être évaluée par la relation : < E.cx . ΔB irax. -, -
L •augmentation du coefficient de Poisson abaisserait la contrainte maximum. Cependant, ce coefficient est davan¬ tage lié à la structure cristalline de l'alliage qu'à sa composition.
On évite, dans le principe, les alliages à fort coef¬ ficient de dilatation. Cependant, les écarts de coefficient de dilatation, pouvant exister entre les différents types d'aciers d'outillages, ne sont pas assez significativement différents pour en faire un critère essentiel de choix.
L'abaissement du module d'élasticité (Module de Young) permettrait de diminuer, toutes choses égales par ailleurs, le niveau de la contrainte maximale. Cependant, si l'on peu très bien mesurer le module d'élasticité d'un acier, la cor rélation avec la composition est assez complexe et elle n'a pas fait l'objet de travaux de synthèse exploitables qui permettent la définition d'un acier pour un module d'élas¬ ticité donné. J.T. LEUKKERI - The elastic module of face- centred cubic transition métal alloys. J.Phy. GBR.1981-11- (10) . P.1997 - 2005. STANKOVIC D., PAJEVIC M.B. - Détermi¬ nation of some factors influencing the modulars of elasti- city of Gray Cast Iron. Livarski Vestn.1981 - 28 - (4) . P.97 - 102.
On sait d'autre part, que l'augmentation de la tem- pérature, ainsi que celle des contraintes jusqu'au niveau provoquant des déformations micro-plastiques, entraîne une diminution du module d'élasticité. VOJTENKO-A.F. , SKRIPNIK Yu.D., SOLOVEVA N.G., NADEZHDIN G.N. - Effect of the threeshold of stresses on the Young Modulers, INST. Problem Prochnosti - 1982 - n°11 - P. 83-86). L'obtention d'un bon module de Young ne pourra pas être l'objectif premier de la recherche d'un acier perfor¬ mant. Cette recherche devra être axée, prioritairemen ,sur l'optimisation de la résistance à la fatigue thermique. Suivant une première approche, il découle de la description du cycle de contrainte que la résistance à la fatigue d'origine thermique paraît directement liée aux caractéristiques mécaniques de l'acier aux températures de sollicitation, et en particulier, directement liée à la limite d'élasticité du matériau. On connaît l'influence du chrome, du molybdène, qui repousse les températures d'adoucissement, du Vana¬ dium qui élève les caractéristiques à chaud, l'influence du Carbone qui, en précipitant des carbures formés avec les éléments précédents, va durcir l'acier. On sait utiliser les éléments tels que Nickel, le
Manganèse ou le Silicium, pour assurer à l'acier une struc¬ ture homogène et stable, de bonne ténacité.
Il existe ainsi des aciers d'outillage à chaud, utilisés,en particulier, pour le forgeage et matriçage des aciers, qui ont une limite élastique à chaud élevée, une bonne résistance à la fatigue thermique et qui sembleraient pouvoir être utilisés pour constituer des frettes de cou¬ lée continue d'aluminium. Cependant, ces aciers ont une conductibilité thermique trop faible, ce qui entraîne une perte plus ou moins importante, voir des incidents, ou une impossibilité de fonctionnement de la machine.
La recherche d'une composition d'acier optimisée pour des frettes de coulée continue consiste à utiliser, au mieux, les éléments d'alliage en vue d'obtenir la meil- leure résistance avec une conductibilité thermique peu modifiée par rapport aux aciers standards. Les critères de choix sont,bien entendu, les ca¬ ractéristiques mécaniques de l'acier. Toutefois, la fati¬ gue d'origine thermique est un mécanisme complexe. Outre l'effet des contraintes engendrées par le cyclage du gra- dient thermique, il intègre les effets des agressions ex¬ térieures, et ceux des modifications internes du matériau, qui influent sur la formation et le développement du ré¬ seau de fissures.
Le choix des matériaux est guidé, outre leurs ca- ractéristiques mécaniques traditionnelles, par leur com¬ portement aux sollicitations par fatigue d'origine thermi¬ que, au travers d'un test de simulation spécifique qui sera décrit ci-après.
Ainsi pour répondre aux critères en pratique contra dictoires de bonne productivité et de longévité maximale, les études de la Demanderesse ont permis de déterminer une nuance d'acier définie précédemment pour laquelle un abais¬ sement acceptable, du point de vue de l'exploitation indus¬ trielle, de la conductibilité thermique procure cependant une amélioration 'surprenante de la résistance à la fissura¬ tion par fatigue thermique.
Les frettes pour rouleau de coulée selon la pré¬ sente invention sont réalisées à partir d'une nuance d'acier élaborée au four électrique,coulée en poche où elle est affinée et dégazée, puis enfin coulée en lingotière. Les lingots sont chauffés à 1200°C environ, percés pour obtenir des ébauches qui sont elles-mêmes forgées en tubes de 500 à 1000 mm de diamètre. Ces ébauches sont ensuite austéniti- sées à 970°C environ,puis trempées et soumises à un revenu pour leur conférer la qualité métallurgique requise.
Il est à noter que les nuances selon la présente invention se caractérisent par une simplicité de mise en oeuvre lors de la transformation à chaud et des traite¬ ments subsidiaires d'affinage de la structure en vue d'ob- tenir les meilleures propriétés de ductilité,ce qui est difficile à obtenir pour des nuances à teneur en carbone plus élevée ou co'n tenant plus d ' éléments d ' alliage .
Les ébauches ainsi obtenues sont ensuite usinées à la dimension .
Le tableau I ci-après indique les compositions pon¬ dérales des divers aciers soumis à l ' essai , à des fins de comparaison .
TABLEAU I
Composition % en poids
Après avoir subi les traitements de qualité métal¬ lurgique décrits précédemment , les aciers sont soumis aux essais suivants :
Tout d'abord un essai visant à déterminer des caractéristiques de trac tion sur des éprouvettes cassées à la terripérature de 630°C.Les résultats le ces essais sont résumés au Tableau II. - TABLEAU II
On a également effectué des essais de résistance à la fatigue thermique sur un dispositif spécifique décrit ci-après.
Ce dispositif comporte une éprouvette cylindrique finement rectifiée, qui est, par intermittence, chauffée en surface par induction à haute fréquence et qui est, en permanence, refroidie intérieurement par une circulation d'eau.
La définition de 1'éprouvette , de la puissance du générateur, du couplage self-éprouvette, du refroidisse¬ ment, a permis de définir un cycle thermique inspiré des mesures de températures enregistrées sur frettes réelles en fonctionnement.
Certains types d'essais de fatigue thermique, tel l'essai de Northcott et Baron, s'attachent uniquement à l'aspect superficiel de la fissuration. Ce critère n'est pas satisfaisant car il n'informe pas sur la pénétration des fissures.Le critère retenu est donc le dénombrement et la profondeur des fissures observées sur une coupe d'éprouvette pour 10 mm linéaires en surface.
La fiabilité de cet essai est démontrée par l'excellen¬ te corrélation observée entre les examens d'éprouvettes et l'apparition et le développement des fissures sur les fret- tes réelles réalisées dans les mêmes matériaux.
Les résultats d'essais sont portés sur un histogramme représenté à la Fig.4,où sont représentés les nombres et les profondeurs des fissures.Le mécanisme de fissuration est toujours semblable : les fissures qui sont nées les premiè- res, à partir des micro-accidents de surfaces, sont celles qui se développent le plus en profondeur.Se forme ensuite, un réseau de fissures secondaires de moindre importance.Le critère retenu est la profondeur maximale des principales fissures : ce sont les fissures qui déterminent,sur une frette, la quantité de métal à enlever pour rénover sa sur¬ face de travail.
L'amélioration de la résistance à la fatigue d'origine thermique consiste en une réduction inattendue de la maille du réseau des fissures principales et en une diminution des profondeurs maximales des fissures,toutes choses étant éga¬ les par ailleurs. Dans l'acier constituant l'art antérieur, la fréquence des premières fissures amorcées est d'environ une à deux fissures par centimètre linéaire. Ces fissures principales qui pénètrent profondément déterminent la durée d'utilisation de la frette avant sa remise en état.
Dans l'acier selon la présente invention,la fréquence des fissures s 'amorçant à peu près simultanément,est beaucoup plus élevée.La répartition des déformations et contraintes dues au cyclage thermique s'en trouve répartie,ce qui con- tribue à la moindre pénétration de la dégradation par fati¬ gue thermique.
Ceci est mis en évidence,Fig.4 par les résultats obtenus statistiquement sur éprouvettes,selon les conditions d'es¬ sais précédemment décrites, de cyclage thermique entre 50 et 630°C, représentatif du fonctionnement d'une frette de coulée continue. Pour un même nombre de 3.000 cycles, la profondeur maximale des fissures, qui atteint 2,6 mm avec la nuance 1 selon la technique antérieure n'excède pas 0,32 mm avec la nuance 3 selon la présente invention.
Ces résultats favorables 'de résistance à la fatigue thermique n'entraînent pas d'altération significative de la productivité des coulées continues équipées des fret¬ tes fabriquées selon la nuance de la présente invention.
Ainsi,une machine de coulée continue d'aluminium équi¬ pée de rouleaux de diamètre 630 mm a permis de couler 9960 tonnes en 4.800 heures environ. Pour une machine équipée de rouleaux de 960 mm de dia¬ mètre, on a coulé 3.200 tonnes en 1.000 heures.

Claims

- REVENDICATIONS -
1 - Frette de rouleau de coulée continue d'aluminium, caractérisée en ce qu'elle se présente sous forme d'une en¬ veloppe cylindrique forgée, ayant subi un traitement ther¬ mique et usinée, en un acier allié ayant la composition sui- vante, en pourcentage pondéral : C : 0,30 à 0,36 ; Mn : 0,30 à 0,60 ; Si : 0,15 à 0,45 ; Ni inférieur à 0,40 ; Cr : 2,80 à 3,40 ; Mo : 0,85 à 1,25 ; V : 0,10 à 0,30 : S ^.0,020 ; P -S? 0,020 ; Cu $ 0,30 ; le reste étant essentiellement du fer et des impuretés résiduelles. 2 - Frette selon la revendication 1, caractérisée en ce que l'acier qui la constitue a la composition pondérale suivante en % : C : 0,31 à 0,35 ; Mn : 0,30 à 0,50 ; Si : 0,15 à 0,35 ; Ni inférieur à 0 ,25 ; Mo : 0,90 à 1 , 10 ; V : 0,13 à 0,20 ; S ≤- 0,020 ; P s " 0,020 ; Cu ^. 0,30, le res- te étant essentiellement du fer et des impuretés résiduel¬ les.
EP86901895A 1985-03-15 1986-03-14 Frettes de rouleaux de coulee continue Expired EP0215874B1 (fr)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
AT86901895T ATE36820T1 (de) 1985-03-15 1986-03-14 Maentel fuer stranggiessrollen.

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
FR8503867A FR2578768B1 (fr) 1985-03-15 1985-03-15 Frettes de rouleaux de coulee continue
FR8503867 1985-03-15

Publications (2)

Publication Number Publication Date
EP0215874A1 true EP0215874A1 (fr) 1987-04-01
EP0215874B1 EP0215874B1 (fr) 1988-08-31

Family

ID=9317244

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
EP86901895A Expired EP0215874B1 (fr) 1985-03-15 1986-03-14 Frettes de rouleaux de coulee continue

Country Status (9)

Country Link
US (1) US4802528A (fr)
EP (1) EP0215874B1 (fr)
JP (1) JP2650679B2 (fr)
KR (1) KR960015337B1 (fr)
AT (1) ATE36820T1 (fr)
DE (1) DE3660610D1 (fr)
ES (1) ES8707878A1 (fr)
FR (1) FR2578768B1 (fr)
WO (1) WO1986005423A1 (fr)

Families Citing this family (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6130654A (ja) * 1984-07-21 1986-02-12 Kanto Tokushu Seikou Kk アルミニウム連続鋳造用ロ−ルシエル鋼
US5626183A (en) * 1989-07-14 1997-05-06 Fata Hunter, Inc. System for a crown control roll casting machine
EP0407978B1 (fr) * 1989-07-14 1995-12-20 Hunter Engineering Company, Inc. Réglage de la flexion dans une machine de coulée entre rouleaux
US5059428A (en) * 1990-03-12 1991-10-22 Warner-Lambert Company Synergistic sweetening compositions containing polydextrose and a chlorodeoxysurgar and methods for preparing same
JP2953304B2 (ja) * 1994-05-18 1999-09-27 関東特殊製鋼株式会社 薄板連続鋳造機用ロール外筒材
US5599497A (en) * 1995-07-26 1997-02-04 National-Oilwell, L.P. Alloy steel roll caster shell
FR2758751B1 (fr) * 1997-01-29 1999-02-26 Forcast Int Frette de coulee continue de metal ou alliage metallique, notamment d'aluminium
KR20010065798A (ko) * 1999-12-30 2001-07-11 윤영석 내열충격성이 우수한 알미늄연속주조기용 롤쉘
JP3867769B2 (ja) * 2001-03-26 2007-01-10 徹一 茂木 板状金属素材の製造方法および装置
ITVI20060273A1 (it) * 2006-09-07 2008-03-08 Fata Hunter Division Of Fata Spa Acciaio preferibilmente per la realizzazione di rivestimenti (camicie) di rulli di colata per alluminio e sue leghe e relativo trattamento termico
JP5425675B2 (ja) * 2010-03-18 2014-02-26 愛知製鋼株式会社 無段変速機ベルト及び無段変速機ベルト用鋼

Family Cites Families (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3587708A (en) * 1968-02-21 1971-06-28 Georgy Lukich Khim Method of continuous sheet metal production
FR2217098A1 (en) * 1973-02-13 1974-09-06 Scal Gp Condit Aluminium Continuous casting appts of improved output capacity - by lining surfaces in contact with liq metal with a highly heat conductive material eg copper (alloys)
SE419101B (sv) * 1976-12-17 1981-07-13 Uddeholms Ab Berarmaterial for verktyg av bimetall der det arbetande materialet utgores av snabbstal
JPS559942A (en) * 1978-07-05 1980-01-24 Tokuzo Hirose Water storage bag for securing service water or sea water
FR2464741A1 (fr) * 1979-09-07 1981-03-20 Usinor Cylindre composite de compactage
JPS56151149A (en) * 1980-04-23 1981-11-24 Kubota Ltd Assembling type roll for continuous casting of slab
JPS59174253A (ja) * 1983-03-22 1984-10-02 Furukawa Battery Co Ltd:The 鉛基合金の連続鋳造圧延製造法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See references of WO8605423A1 *

Also Published As

Publication number Publication date
JP2650679B2 (ja) 1997-09-03
JPS62502599A (ja) 1987-10-08
DE3660610D1 (en) 1988-10-06
KR960015337B1 (ko) 1996-11-09
ATE36820T1 (de) 1988-09-15
EP0215874B1 (fr) 1988-08-31
FR2578768B1 (fr) 1988-05-06
US4802528A (en) 1989-02-07
FR2578768A1 (fr) 1986-09-19
KR870700104A (ko) 1987-03-14
ES553346A0 (es) 1987-09-01
WO1986005423A1 (fr) 1986-09-25
ES8707878A1 (es) 1987-09-01

Similar Documents

Publication Publication Date Title
EP0478771B1 (fr) Procede d&#39;elaboration de fils d&#39;acier destines a la fabrication de conduites flexibles, fils d&#39;acier obtenus par ce procede et conduites flexibles renforcees par de tels fils
EP0215874A1 (fr) Frettes de rouleaux de coulee continue.
EP2245203B1 (fr) Tôle en acier inoxydable austenitique et procede d&#39;obtention de cette tôle
CA2506347C (fr) Procede pour fabriquer une tole en acier resistant a l&#39;abrasion et tole obtenue
FR2481162A1 (fr) Cylindre du type a assemblage pour service a haute temperature
CA2516636A1 (fr) Procede d&#39;emboutissage a tiede de pieces en alliage al-mg
EP0796685B1 (fr) Procédé de coulée continue d&#39;une bande d&#39;acier inoxydable austenitique sur une ou entre deux parois mobiles dont les surfaces sont pourvues de fossettes, et installation de coulée pour sa mise en oeuvre
EP0765942A1 (fr) Procédé de traitement thermique d&#39;un rail en acier
FR2839727A1 (fr) Procede d&#39;elaboration et de mise en forme de pieces en fonte a graphite spheroidal a caracteristiques mecaniques elevees
EP0051511B1 (fr) Cylindre de laminage à froid fabriqué par coulée et son procédé de fabrication
EP0775756A1 (fr) Acier pour la fabrication d&#39;une pièce forgée ayant une structure bainitique et procédé de fabrication d&#39;une pièce
FR2543461A1 (fr) Procede pour fabriquer des tubes d&#39;acier sans soudure
FR2493345A1 (fr) Methode de trempe interrompue des alliages a base d&#39;aluminium
CA1333232C (fr) Produit en alliage d&#39;al comprenant du li, resistant a la corrosion sous tension et procede d&#39;obtention
EP0856368B1 (fr) Frette de coulée continue de métal ou alliage métallique, notamment d&#39;aluminium
CA1106265A (fr) Procede de traitement thermique et de trempe des pieces forgees
FR2549491A1 (fr) Procede de fabrication de plaques d&#39;acier austenitique inoxydable
FR2594142A1 (fr) Tige brisable pour dispositif de fixation, et son procede d&#39;obtention
CA2452621C (fr) Acier pour construction mecanique, procede de mise en forme a chaud d&#39;une piece de cet acier et piece ainsi obtenue
FR2567910A1 (fr) Acier pour les coquilles des cylindres des machines de coulee en continu d&#39;aluminium
CN107470849A (zh) 模具腐蚀部位修复工艺
FR2917751A1 (fr) Procede de traitement thermique de culasses en alliage a base d&#39;aluminuim, et culasses presentant des proprietes de resistance a la fatique ameliorees
EP1213367A1 (fr) Procédé de fabrication de pièces en alliages légers, avec un réfroidissement avant préssage
FR2625227A1 (fr) Acier allie pour boulonnerie a controle de serrage par ultrason
JP7706254B2 (ja) 高温摺動特性及び耐熱衝撃性に優れる鉄鋼系摺動材料及び摺動部材

Legal Events

Date Code Title Description
PUAI Public reference made under article 153(3) epc to a published international application that has entered the european phase

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009012

AK Designated contracting states

Kind code of ref document: A1

Designated state(s): AT BE CH DE FR GB IT LI LU NL SE

17P Request for examination filed

Effective date: 19870314

17Q First examination report despatched

Effective date: 19871106

GRAA (expected) grant

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009210

AK Designated contracting states

Kind code of ref document: B1

Designated state(s): AT BE CH DE FR GB IT LI LU NL SE

REF Corresponds to:

Ref document number: 36820

Country of ref document: AT

Date of ref document: 19880915

Kind code of ref document: T

ITF It: translation for a ep patent filed
GBT Gb: translation of ep patent filed (gb section 77(6)(a)/1977)
REF Corresponds to:

Ref document number: 3660610

Country of ref document: DE

Date of ref document: 19881006

PLBE No opposition filed within time limit

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009261

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: NO OPPOSITION FILED WITHIN TIME LIMIT

26N No opposition filed
ITTA It: last paid annual fee
EPTA Lu: last paid annual fee
EAL Se: european patent in force in sweden

Ref document number: 86901895.2

REG Reference to a national code

Ref country code: GB

Ref legal event code: IF02

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: CH

Payment date: 20050120

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: AT

Payment date: 20050217

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SE

Payment date: 20050218

Year of fee payment: 20

Ref country code: NL

Payment date: 20050218

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: GB

Payment date: 20050301

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: DE

Payment date: 20050308

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: LU

Payment date: 20050309

Year of fee payment: 20

REG Reference to a national code

Ref country code: FR

Ref legal event code: CD

Ref country code: FR

Ref legal event code: CA

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: FR

Payment date: 20050316

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: IT

Payment date: 20050322

Year of fee payment: 20

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: BE

Payment date: 20050418

Year of fee payment: 20

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: GB

Free format text: LAPSE BECAUSE OF EXPIRATION OF PROTECTION

Effective date: 20060313

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: NL

Free format text: LAPSE BECAUSE OF EXPIRATION OF PROTECTION

Effective date: 20060314

REG Reference to a national code

Ref country code: GB

Ref legal event code: PE20

REG Reference to a national code

Ref country code: CH

Ref legal event code: PL

NLV7 Nl: ceased due to reaching the maximum lifetime of a patent

Effective date: 20060314

EUG Se: european patent has lapsed
BE20 Be: patent expired

Owner name: *CHAVANNE KETIN

Effective date: 20060314