LU85475A1 - Procede pour fabriquer du fil machine en acier dur - Google Patents

Description

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Procédé pour fabriquer du fil machine en acier dur.

La présente invention se rapporte à un procédé pour la fabrication de fil i machine en acier dur, c'est-à-dire en acier présentant une teneur en carbone supérieure à 0,4 ce procédé suivant l'invention comporte une phase de traitement thermique originale, appliquée au fil dès sa sortie du laminoir à chaud.

Ce procédé permet de conférer au fil machine des propriétés mécaniques et une homogénéité de propriétés équivalentes à celles que l'on obtient lorsque l'on pratique l'opération de patentage au plomb.

i * % - 2 -

Le procédé suivant l'invention a comme autre avantage d'éliminer les inconvénients provenant de la ségrégation centrale résultant de l'opération de 1 coulée continue des aciers; cette ségrégation centrale est notamment gênante lorsque les fils sont destinés à être utilisés après tréfilage sous forme d'armatures actives pour béton précontraint. En effet, la teneur moyenne en carbone pouvant atteindre dans ce cas 0,8 ?0, la teneur en cet élément des zones ségrégées peut dépasser 1,1 %; lors du refroidissement ^ normal sur les trains modernes, on assiste alors à une précipitation de cémentite qui a un effet néfaste sur la tréfriabilité.

On sait que les propriétés finales d'un fil dépendent essentiellement de l'état dans lequel se trouve ce fil avant d'aborder les dernières opérations de déformation à froid telles que le tréfilage. En fait, il est bien connu que pour obtenir la structure convenant idéalement au tréfilage, il faut abaisser la température du début de transformation allotropique et d'autre part limiter le réchauffement dû à la transformation allotropique elle-même qui se produit et qui porte le nom de recalescence. Le moyen classique pour réaliser cette opération consiste à faire subir au fil un patentage au plomb.

Grâce à cette opération et à un écrouissage approprié, on peut obtenir des fils, même de très petit diamètre, présentant les caractéristiques mécaniques finales désirées.

. Le principal inconvénient de ces procédés consiste dans le fait que le patentage et le prépatentage éventuel au plomb sont des opérations particuliè-- rement coûteuses, d'une part en elles-mêmes et d'autre part eu égard aux manipulations et à la perte de productivité qu'elles occasionnent dans une tréfilerie.

Afin de remédier à ces inconvénients, on a déjà imaginé différents procédés; d'une façon très générale, ces procédés soit ne conduisent pas à un produit dont les propriétés soient comparables à celles des fils ayant subi un patentage au plomb, soit présentent encore des inconvénients de mise en oeuvre qui n'en permettent pas une application industrielle.

I * 1 - 3 -

Les méthodes proposées pour atteindre le but visé (élimination du patentage par traitement thermique dans la chaude de laminage) peuvent être classées * ’.

en deux catégories suivant que le refroidissement contrôlé est appliqué en ligne, avant la formation de spires, ou bien sur le convoyeur à spires étalées.

En ce qui concerne le traitement au niveau de la rampe de refroidissement à l'eau avant la tête de formation de spires, on se heurte généralement à un problème qui réside dans le fait que le temps dont on dispose pour appliquer le moyen imaginé est extrêmement faible, par exemple de l'ordre de la demi seconde dans les trains de laminoir à grande vitesse de sortie; il en résulte que l'on est obligé d'appliquer des refroidissements très intenses pour abaisser la température dans les lignes visées, et cela entraîne la création de gradients thermiques importants dans la section du fil et un risque de trempe martensitique à la surface.

Parmi les solutions techniques diverses qui ont déjà été proposées pour résoudre ce problème, on peut en citer deux qui méritent particulièrement l'attention. La première consiste à refroidir le fil jusqu'à une température inférieure à 600°C, par passage dans des boîtes de refroidissement à eau entre lesquelles on intercale des sections à l'air permettant une élévation de la température à la surface du fil; l'ensemble de l'installation est calculé de manière à obtenir la diminution désirée de la température moyen-. ne du fil.tout ;en évitant .la formation de martensite en surface. .

- Ce procédé n'a jusqu'à présent pas connu un grand succès industriel parce qu'il présente quelques difficultés de mise en oeuvre; ainsi il est nécessaire d'utiliser plusieurs boîtes à eau dont la longueur va en décroissant rapidement dans le sens de l'avancement du fil; d'autre part puisqu'il est impérieux d'arrêter l'eau à la sortie de chaque boite afin de permettre le réchauffement de la surface, il faut utiliser des dispositifs brise-jet dont l'emploi n'est ni aisé ni efficace. D'autre part la configuration optimum d'une telle installation de refroidissement dépend du diamètre du fil, de sa teneur en carbone et des propriétés visées; il en résulte que % t x -Αεί même on pouvait réaliser pratiquement la rampe optimum, ce ne serait que pour une seule qualité et un seul diamètre de fil. Comme les trains -à fil modernes laminent une gamme très étendue de produits, pour la plupart d'entre eux, l1installation ne présenterait donc pas les caractéristiques optimum souhaitées. Enfin, pour contourner les inconvénients qui viennent d'être cités, on pourrait construire la rampe'de manière telle que la température de surface du fil soit largement supérieure au point Ms et ce pour tous les diamètres et.toutes les qualités de la gamme des produits, mais le résultat de cette obligation serait que la longueur de la rampe de refroidissement serait très nettement supérieure è sa valeur pratique maximum. Ceci entraînerait des frais d'investissement très élevés et une exploitation difficile du train.

= Le second système préconisé consiste à refroidir également le fil avant la dépose, mais en admettant ici une formation d'une couche superficielle de martensite d'épaisseur très limitée; cette manière de procéder, si elle permet de raccourcir la ligne de refroidissement et d'éliminer l'inconvénient de réaliser une installation comportant différentes boites de refroidissement et séparées par des zones de refroidissement à l'air, n'apporte quand même pas de solution aux autres inconvénients qui viennent d'être cités, soit la difficulté d'approprier la rampe à toute la gamme des produits à fabriquer; d'autre part, ce procédé entraîne un inconvénient supplémentaire dans la suite du traitement thermique parce que la recalescence qu'il faut combattre lorsque le fil est étalé sur le convoyeur est d'autant plus importante que l'on a abaissé plus fortement la température du début de transformation.

Si l'on considère maintenant la seconde famille des solutions proposées qui consistent à-appliquer le. traitement alors que le fil machine est'étendu en spires non concentriques sur un convoyeur, on observe que parmi les procédés qui ont déjà été préconisés,.les uns augmentent l'efficacité du refroidissement par un choix approprié du fluide utilisé, les autres s'attaquent à la recalescence à l'endroit où elle a lieu.

* t ' - 5 -

Parmi ces différents procédés, on peut citer ceux dans lesquels on effectue

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un refroidissement à l'air soufflé ou aspiré au travers des spires. Suivant ces procédés, on a certes constaté une nette amélioration de la valeur moyenne des propriétés du fil et de la dispersion des mesures autour de cette moyenne, ainsi qu'une amélioration de la structure suffisante pour éviter un prépatentage. Dans le cas du fil machine, il n'a toutefois pas été possible d'éviter le patentage final au plomb.

Dans cette optique, on a également imaginé d'effectuer le traitement du fil disposé sous forme de spires étalées dans un lit fluidisé. Ce processus amène une certaine amélioration supplémentaire par rapport à celui précédemment cité, mais il présente cependant d'autres difficultés d'ordre essen- - tiellement technologique.

Le traitement de refroidissement du fil par immersion dans un bain de sel fondu ou dans une solution aqueuse concentrée présente également des inconvénients propres, notamment le lavage ultérieur indispensable du fil et la nécessité d'utiliser des installations assez particulières.

En résumé, la technique actuelle n'a pas permis de résoudre, de façon valable, le problème posé, à savoir obtenir une bonne valeur moyenne des propriétés d'un fil dur dans chaque bobine de ce fil, ainsi qu'une dispersion , réduite des propriétés du fil autour de la valeur moyenne. La cause en est - sauf en ce qui concerne le soufflage d'air - que les procédés considérés - sont souvent économiquement et/ou techniquement inexploitables.

Les autres procédés, appliqués au fil étalé en spires non concentriques sur un convoyeur, ont pour objectif l'élimination de la recalescence en accélérant le refroidissement à l'endroit du convoyeur où cette recalescence avait lieu; on a ainsi préconisé différents types de refroidissement, par exemple par brouillard à l'eau, par pulvérisation, par immersion dans un bain, etc; ici non plus les procédés proposés n'ont pas été l'objet d'une application industrielle, car il n'a pas été possible en pratique d'appli- - 6 - quer à l'endroit déterminé où avait lieu la recalescence, un refroidissement sélectif qui soit en même temps intense et homogène.

’ * *

La présente invention a précisément pour objet un procédé pour la fabrication du fil machine en acier dur, grâce auquel on obtient un fil dont les propriétés mécaniques sont analogues à celles obtenues lorsque l'on pratique l'opération supplémentaire de patentage au plomb, et dont la dispersion des propriétés autour de la valeur moyenne, dans une bobine, est tellement faible que l'on peut considérer que ces propriétés sont homogènes.

Le procédé, objet de la présente invention, est essentiellement caractérisé en ce qu'au sortir du laminoir à chaud, le fil est soumis à un refroidissement comportant deux phases, la première étant appliquée au fil pendant que celui-ci traverse à la vitesse de fin de laminage une ligne de refroidissement située entre le bloc finisseur et l'entraîneur à galets se trouvant à l'entrée de la tête de dépose, la dite ligne de refroidissement étant continue, c'est-à-dire ne comportant pas d'intervalles de refroidissement à l'air entre sections successives de refroidissement intense, la longueur de la dite ligne de refroidissement et sa puissance étant réglées de telle manière que la température superficielle du fil à la fin de cette première phase soit comprise entre la température de début de la transformation martensitique pour l'acier considéré et cette température + 200°C, en ce que la seconde phase de refroidissement est appliquée au fil dès sa mise en spires étalées de façon non concentrique sur un convoyeur, le délai de temps entre la fin de la première phase et le début de la deuxième phase étant inférieur* à celui pour lequel le pourcentage d'austénite transformée dépasse 5 %, et en ce que la transformation de l'austénite est d'au moins 95 % à la sortie de la deuxième phase.

Dans une mise en oeuvre préférentielle du procédé de l'invention, le premier refroidissement est effectué au moyen d'un fluide appliqué à l'aide de dispositifs permettant d'atteindre une intensité de refroidissement caractérisée par une densité moyenne de flux calorifique comprise entre 3 et 7 MW/m2.

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Dans une modalité particulière de mise en oeuvre du procédé de l'invention, l'intensité du refroidissement au cours de la deuxième phase est comprise entre 0,1 MW/m2 et 0,4 MW/m2. ï* -

Suivant l'invention, le refroidissement du fil étalé sur le convoyeur, au cours de la deuxième phase du traitement thermique, peut être obtenu soit par soufflage d'air, par immersion dans l'eau bouillante ou par tout autre moyen connu.

La valeur visée par la température superficielle (Ts) à la sortie de la première phase est obtenue, suivant l'invention, en choisissant une combinaison adéquate entre les valeurs de la longueur (L) de la ligne de refroidissement (ou la durée) et de la densité moyenne de flux calorifique (φ).

Le couple (φ- L) choisi, suivant le procédé, sera tel que les propriétés mécaniques désirées soient obtenues après le traitement de la deuxième phase. La charge de rupture (TS) visée sera voisine de la valeur donnée par la formule : TS =(0¾). 1000 + 500 (N/mm2)

Sur la figure 1 sont représentées les courbes de refroidissement en surface (I) et au centre (II) d'un fil de 12 mm de diamètre en acier à 0,63 % C et 0,65 % Mn, auquel on a appliqué le procédé de l'invention dans les conditions suivantes : - vitesse de fin de laminage (V) : 22,88 m/s - longueur de rampe installée dans le bloc (L^) :4m - longueur de la rampe principale de refroidissement à l'eau (L^ : 39,13 m - densité moyenne de flux calorifique au cours de la première phase (φ) : 3,58 MW/m2

- coefficient d'échange calorifique dans le'dispositif de refroidissement au cours de la deuxième phase (a) : 0,27 kW/m2 °C

- MTT surface : 601°C

- 8 -

- MTT centre : 626°C

- MTT : 606°C

*> · Λ

En (a) et (a’) la quantité d'austénite transformée est de 2 % tandis qu’elle est de 98 % en (b) et (b*), c’est-à-dire à la fin de la deuxième phase.

Cette figure montre également que le second objectif visé, l’élimination de la cémentite pro-eutectoïde à coeur des fils ségrégés, est atteint automatiquement par l’application du procédé. En effet, la température de début de transformation du coeur est abaissée en dessous de 600°C, ce qui empêche la précipitaion de la cémentite pro-eutectoïde.

A titre d'exemple pratique du procédé de l'invention, on examinera ci-après le cas d'une application dans un nouveau laminoir pour lequel il s’agit de déterminer la distance à prévoir entre la sortie du bloc et l'entraîneur à galets; le tableau I ci-dessous mentionne les principales données de l'installation et du produit, tandis que la figure 2 représente schématiquement l'implantation des équipements.

On distingue sur cette figure en (1) le bloc finisseur comprenant, à la suite des cages (2), une ligne de refroidissement (3) de longueur (L^) située à la place de cages non utilisées, le "break out box" (4), la ligne de refroidissement continue (5) de longueur (L^), la tête (6) de mise en spires et de dépose sur le convoyeur (7), lequel est pourvu d'un dispositif de refroidissement (8) de longueur (L^) pour assurer la deuxième phase du trai-’ tement.

- 9 -TABLEAU I

Données Exemple.

Nombre de cages'dans le bloc finisseur 10

Entraxe des cages du bloc 750 mm

Gamme de diamètres 5,5 à 12 mm

Température de fin de laminage max. 1050°C

Par diamètre : (3 V p V : vitesse de fin de laminage (m/s) - 5,5 85 0 15,9 L, : longueur de rampe pouvant être 7 82,8 1 25 installée dans le bloc (cfr. ----------------------------------------------- ci-dessous) (m) 8 63,4 j 25 -ç p : débit instantané d'acier (kg/s) 10 40,5 2,5 25 12 28,2 4 25

Teneur max. en C Ί dans le cadre 0,8 % / r de l'application

Teneur min. en C ) du procédé 0,5 %

Longueur du "break-out box" 1400 mm

Longueur parcourue par le fil entre la sortie de la rampe à eau et l'entrée du refroidissement forcé sur convoyeur 20 m

Longueur de la rampe principale de refroidissement à l'eau L2

Charge de ruptune visée (MPa) Tg = (C %) . 1000+ 500

Coefficient d'échange calorifique dans

le dispositif de refroidissement ac- 0,27 kW/m2°C

céléré sur convoyeur

Densité de spires sur le convoyeur 25 spires/m

Vitesse-max. du-convoyeur ..l_m/s

Diamètre moyen des spires 1050 mm - 10 -

Qn peut, à partir de cette application.dans des conditions particulières, faire les remarques suivantes.

•t

Afin de minimiser l'encombrement de l'installation, on a installé une section de refroidissement de longueur à la place des cages non utilisées; de ce fait, est fonction du diamètre.

, On suppose que le fil n'est pas refroidi dans le "break-out box”. Cependant, étant donné la faible longueur de ce dispositif, l'interruption du refroidissement n'a aucun effet métallurgique et la rampe de refroidissement se comporte comme une rampe continue de longueur + l^.

Si la durée de séjour du fil à l'air entre les deux phases de refroidisse-" ment accéléré doit être minime, elle ne peut cependant pas être annulée pour des raisons technologiques (entraîneur à galets, tête de dépose, chute des spires, ...); on a considéré que le séjour minimum du fil à l'air correspondait à un parcours rectiligne de 20 m.

On suppose que le dispositif de refroidissement de la phase I est caractérisé par une valeur constante de la densité de flux calorifique (cp). Il en résulte que le coefficient d'échange pris en considération pour les calculs sers de la forme : α--2_ s m , où TQ est la température superficielle et la température du fluide de re froidissement.

Il a été constaté que cette hypothèse est en accord raisonnable avec l'expérience, du moins pour des valeurs de T supérieures à 350-400°C.

Pour le refroidissement au cours de la phase II, on suppose un refroidis sement du type Newtonien (a = const.) et on néglige dès lors les différences d'intensité de refroidissement entre les centres et les noeuds de la nappe -Ildes spires. Cette hypothèse est très proche de la réalité dans le cas où le refroidissement se fait par immersion de spires dans l'eau bouillante. Cependant, ces conclusions restent valables à première approximation dans le cas où le refroidissement au cours de la deuxième phase se fait par soufflage d'air.

Le problème consiste à déterminer : - la valeur minimale de L2 permettant d'appliquer le procédé à l'ensemble du product mix (tableau X); - la valeur de (φ) pour chaque diamètre et chaque teneur en carbone du product mix; - la longueur minimale de traitement dans la phase II (Lj).

a. Longueur L^

La procédure de calcul utilisée est la suivante :

Pour un diamètre donné, on considère le cas le plus difficile qui correspond : - à la température de dépose maximum (1050°C dans l'exemple), - à la teneur en C minimum (0,6 % dans l'exemple), car en effet c'est pour la valeur minimale de % C que le point M est plus

S

élevé et, par conséquent, que la température minimale de surface pouvant être atteinte pendant la première phase est la plus élevée.

On connaît la relation qui existe entre Tg et la température moyenne de transformation (MTT), celle-ci étant définie en un point considéré comme étant la moyenne de la courbe T = f(z) donnant en ce point la variation de la température (T) et le pourcentage d'austénite transformée (z) : MTT = f f(z) dz J 0 - 12 -

Or il est clair que MÎT est une fonction du point considéré dans la section et, en supposant la symétrie cylindrique, on peut considérer que MÎT est constant le long d'un cercle de rayon (r) situé dans la section droite du fil, c’est-à-dire que MÎT = MTT (r); d'autre part, l'expérience montre que la charge de rupture est une fonction linéaire de MTT (soit y = a MTT + b).

Enfin, l'expérience a également montré que dans un fil de rayon R dans lequel MTT varie avec r [et, par conséquent, y = y (r)] ,on peut appliquer la règle d'additivité pour trouver la charge de rupture macroscopique du fil : TS = —ί-f ** 2r dr y (r) R2 J 0 2 en posant x = r et en remplaçant y par sa valeur en fonction de MTT, on obtient : 1 (* TS = a — j MTT (x) dx + b R2 J 0 d'où T = a MTT + b s avec r2 MTT - — [ y (x) dx R2 J 0

Cette dernière relation définit MTT pour l'ensemble de la section du fil.

Les deux dernières relations montrent que MTT est la valeur de MTT cons-, tante dans la section et qui donnerait la valeur macroscopique de TS de la charge de rupture du fil.

Ce qui précède montre que l'on peut par conséquent calculer la valeur visée pour MTT (désignée par MTT ).

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Dans l'exemple choisi : MÎT* = 606°C. ·

Si on choisit arbitrairement une valeur de L^, à cette valeur correspond une et une seule valeur de (φ) donnant à la fin de la transformation, c'est- _____ _# à-dire après la deuxième phase, MÎT = MTT .

La figure 3 représente l'ensemble des couples (L„, φ) permettant de réaliser MTT dans le cas de la fabrication d'un fil de 7 mm de diamètre, en acier à 0,63 % C et 0,65 % Mn, laminé avec une température (Tg) de fin de laminage de 1050°C et une vitesse de sortie (V) de 82,8 m/s, où la longueur de rampe (L^) installée dans le bloc est de 1 m. Cette figure 3 donne également, pour chaque couple (L2, φ) la valeur de la température minimale de surface (T) atteinte pendant la première phase. Il est clair que plus la température superficielle minimale admise est élevé, plus la longueur L2 nécessaire est grande.

Cette valeur minimale admise dépend de la qualité du contrôle installé sur le train.

Pour un contrôle précis par ordinateur et grâce à la rampe unique, d'une très grande gouvernabilité, on peut admettre par exemple une température minimale de surface de M + 30°C. Dans ces conditions, la figure 3 permet de trouver (L2 min) et le (φ) correspondant pour le diamètre de 7 mm, soit en l'occurrence min = 45,2 m et φ = 6,77 MW/m2. En répétant la même pro-’ cédure pour tous les diamètres laminés, on établit la variation de min avec le diamètre (figure 4). On constate que la plus grande valeur de min correspond, pour l'exemple choisi, au diamètre de 12 mm et c'est cette valeur qui sera choisie pour L2 (49,1 m). La figure 4 donne également la variation de en fonction du diamètre à laminer.

b. Calcul de φ.

Connaissant L2, on peut calculer, pour les autres diamètres, les valeurs de (φ) et de la température minimale de surface : - 14 - /

Diamètre (mm) 5,5 7 8 10 12 φ (MW/m2) 5,02 6,23 5,52 4,36 3,58

Ts min - MS 169 54 42 33,4' ' 30 V (m/s) 85 82,8 63,4 40,5 28,2

Mass flow instant. (T/h) 57,2 90 90 90 90 L^lîn) Ö I I 275 4 L2 = 49,1 m; T° = 1050°C; 0,63 SC - 0,65 % Mn - MÎT* = 606°

On constate que la sécurité vis-à-vis de Mg va en croissant au fur et à mesure que le diamètre décroît; elle devient considérable pour le diamètre 5,5 mm, car pour ce dernier, le flux massique instantané du train est réduit.

On constate également que pour appliquer le procédé de l'invention dans les conditions de l'exemple, il faut être à même de réaliser sur la même installation des flux compris entre 3,5 et 6,5 MW/m2.

Les calculs ci-dessus peuvent être effectués pour les fils à carbone plus élevé avec des résultats tout à fait comparables sauf en ce qui concerne la sécurité vis-à-vis du Mg qui sera plus grande.

c. Détermination de (L^

Le tableau ci-dessous donne pour une densité de spires de 25 m, la vitesse du convoyeur, la durée du traitement nécessaire pour que la transformation soit terminée à 98 λ et la longueur (L^ ) correspondante 1 - 15 -

Diamètre (mm) 5,5 7 8 10 12

Vitesse convoyeur (m/s) 1,03 1,0 0,77 0,49- · 0,34

Durée traitement (s) 6,26 6,99 7,34 8,14 9,04 L3 (m) 6,46 6,99 5,65 4,00 3,09

On retiendra la plus grande des valeurs calculées pour (7m). Si le refroidissement durant la deuxième phase se fait par soufflage d'air, il faudra tenir compte du fait que, dans ce cas, le refroidissement des noeuds est nettement plus lent.

La technologie mise en oeuvre pour appliquer le procédé de l'invention est, dans son ensemble, connue.

Dans la première phase, on utilise par exemple des "canons à eau" d'un type classique et on règle (cp) en agissant sur la pression d'alimentation de ces canons. On peut également utiliser des canons à eau-air et dans ce cas le réglage se fait par action sur le débit d'air.

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Claims (4)

1. Procédé pour la fabrication de fil machine en acier dur, caractérisé en ce qu'au sortir du laminoir à chaud, le fil est soumis à un refroidissement comportant deux phases, la première étant appliquée au fil pendant que celui-ci traverse à la vitesse de fin de laminage une ligne de refroidissement située entre le bloc finisseur et l'entraîneur à galets se trouvant à l'entrée de la tête de dépose du fil en spires étalées sur un convoyeur, la dite ligne de refroidissement étant continue, c'est-à-dire ne comportant pas d'intervalles de refroidissement à l'air entre sections successives de refroidissement intense, la longueur de la dite ligne de refroidissement et sa puissance étant réglées de telle manière que la température superficielle du fil à la fin de cette première phase soit comprise entre la température de début de la transformation marten-sitique pour l'acier considéré et cette température + 200°C, en ce que la seconde phase de refroidissement est appliquée au fil dès sa mise en spires étalées de façon non concentrique sur le convoyeur, le délai de temps entre la fin de la première phase et le début de la deuxième phase étant inférieur à celui pour lequel le pourcentage d'austénite transformée dépasse 5 Ji, et en ce que la transformation de l'austénite est d'au moins 95 λ à la sortie de la deuxième phase.

2. Procédé de fabrication de fil machine suivant la revendication 1, caractérisé en ce que le premier refroidissement est effectué au moyen d'un fluide appliqué à l'aide de dispositifs permettant d'atteindre une intensité de refroidissement caractérisée par une densité moyenne de flux calorifique comprise entre 3 et 7MW/m2.

3. Procédé suivant l'une ou l'autre des revendications 1 et 2, caractérisé en ce que l'intensité du refroidissement au cours de la deuxième phase est comprise entre 0,1 MW/m2 et 0,4 MW/m2.

4. Procédé suivant l'une ou l’autre des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que le refroidissement du fil étalé sur le convoyeur, au cours de la deuxième phase du traitement thermique, est assuré par immersion dans l'eau bouillante.