Nouveau procédé de coulée centrifuge verticale pour cylindres de laminoirs permettant d'obtenir une liaison saine et sans porosités entre la couche externe en acier rapide et la fonte nodulaire du coeur.

Description

[0001] La présente invention est relative à un procédé de coulée par centrifugation verticale destiné à la réalisation de nuances d'aciers rapides à haut carbone et concernant les cylindres de travail bimétalliques ou composites destinés à équiper les laminoirs dégrossisseur et finisseur des trains à bande à chaud, les laminoirs à froid, et aussi les laminoirs à produits longs notamment à fils et à barres.

[0002] Le procédé de coulée traditionnel est utilisé avec succès pour les nuances en fonte au chrome et en fonte alliée en trempe indéfinie. Il consiste essentiellement à couler sur une enveloppe, en phase finale de solidification, un métal secondaire généralement en fonte nodulaire, à une température relativement basse c'est à dire entre 40°C. et 70°C. au-dessus de son liquidus. La combinaison de la température d'enveloppe presque complètement solide et de la basse température de coulée du métal de coeur permet d'assurer une bonne liaison des deux métaux tout en évitant de refondre une partie de l'enveloppe dont les éléments d'alliage viendraient polluer le métal de coeur en le rendant fragile.

[0003] Dans le cas de nuances d'aciers rapides à haut carbone, il n'existe pas un eutectique unique mais, suivant leur composition chimique, jusqu'à 4 eutectiques. Malheureusement l'application de la technologie traditionnelle c'est à dire la coulée d'un secondaire « froid » sur une enveloppe à une température proche de la fin du dernier eutectique conduit en fait à une absence totale de liaison. On a donc été conduit dans la période précédente du développement à remonter progressivement la température de l'enveloppe jusque dans le domaine de 1240°C. à 1280 °C.. C'est à dire jusqu'à la fin de la solidification du premier eutectique. Ceci permet d'obtenir une liaison correcte tout en conservant un secondaire « froid ». En effet la refusion d'une partie même faible, de l'enveloppe en acier rapide, compte tenu de l'importance des éléments d'alliages carburigènes contenus conduisait à une pollution irrémédiable du coeur.

[0004] Mais alors apparaissaient juste avant l'interface, du coté enveloppe en acier rapide, d'innombrables porosités provoquées par la contraction due à la solidification des autres eutectiques.

[0005] L'examen détaillé de ces porosités grâce à la microscopie électronique permet d'en comprendre la séquence de formation. En effet ces porosités alignées le long de l'interface et dont la section moyenne peut dépasser le mm², présentent toutes un même faciès de leur cavité interne . Le coté accolé à l'interface est toujours lisse et propre, tandis que le coté opposé c'est a dire en contact avec le métal d'enveloppe en acier rapide présente des parties de dendrites mélangées à du laitier et typiques d'une fin de cristallisation.

[0006] L'interface, quand à lui, n'est évidemment pas une simple ligne mais une microcouche, pouvant atteindre plusieurs dixièmes de millimètres et constitué essentiellement d'un acier eutectoïde. Cette présence d'acier eutectoïde plus ductile que les deux matériaux lui ayant donné naissance est toujours considérée comme un indice de bonne liaison entre les deux matériaux. Au contraire, une microcouche trop mince est considérée comme un indice de liaison fragile et est très réfléchissante lors de l'examen ultrasonique. La disparition de cette microcouche correspond à l'absence de liaison.

[0007] La formation de cette microcouche présente dans toutes les liaisons de cylindres bimétalliques à enveloppe fortement alliée, s'explique de la façon suivante. Lorsque la fonte nodulaire liquide arrive en contact avec l'enveloppe et lorsque les conditions thermiques sont suffisantes, c'est à dire lorsque l'enveloppe est encore suffisamment chaude et, ou, le secondaire suffisamment chaud, le carbone de la fonte nodulaire est en quelque sorte aspiré par les éléments carburigènes de l'enveloppe par le mécanisme classique de diffusion. La fonte nodulaire en contact avec l'enveloppe, privée de son carbone se transforme alors en acier eutectoïde qui à la température régnant à l'interface se solidifie instantanément Ce voile mince d'acier eutectoïde se retrouve alors prisonnier entre une enveloppe non entièrement solide et un coeur encore largement partiellement liquide. Grâce à la force centrifuge, ce voile solide de densité plus él evée est plaqué contre l'enveloppe, mais sépare les deux liquides, celui des eutectiques non encore solidifiés de l'enveloppe et l'eutectique Fe-C de la fonte nodulaire.

[0008] Du coté enveloppe, le voile solide formera le « plafond » lisse des cavités ou se concentrera le liquide des derniers eutectiques qui en se solidifiant formeront des vides non renourris. Les dernières dendrites viendront alors se former sur le « plancher » de la cavité, du coté métal d'enveloppe.

[0009] Ainsi, il apparaît clairement que la suppression des porosités d'interface passe par une solidification avancée du dernier eutectique avant l'arrivée du métal secondaire et la formation du voile solide. Suivant la composition de l'acier rapide, le solidus de ce dernier eutectique peut se situer entre 1100°C. et 1170°C.. A ces températures d'interface, il est clair qu'il faudra augmenter considérablement la température de coulée du métal secondaire pour obtenir une énergie d'interface suffisante pour permettre la mise en place du mécanisme de diffusion préalable à la formation de la microcouche d'interface.

[0010] Dès lors que l'on admet qu'une très haute température de coulée du secondaire est nécessaire pour obtenir la microcouche de liaison, il convient alors de modifier fondamentalement la coulée traditionnelle.

[0011] Le secondaire est habituellement coulé en deux poches, la première avec une température relativement basse, (de 40°C. à 70°C. au - dessus du liquidus) est coulée par une pipe équipée de trous latéraux avec des jets dirigés vers le haut de table, c'est à dire vers la partie haute de l'enveloppe. Suivant la géométrie du cylindre la couche de secondaire ainsi coulé peut atteindre de 50 à 70 mm. Puis la pipe de coulée à trous latéraux est remontée et remplacée par une autre pipe, plus courte et à jet direct. La seconde poche est alors coulée directement dans le tourillon inférieur à une température égale ou un peu plus élevée que la précédente, tandis que la vitesse de rotation est ramenée progressivement à zéro.

[0012] En fait la refusion et la mise en solution d'une partie de l'enveloppe dépend de la quantité totale de chaleur en excès apporté par les poches de secondaire et notamment par la poche n°1. Cette chaleur en excès est directement proportionnelle à la différence entre la température de coulée et le liquidus de la fonte nodulaire du secondaire. Si l'on veut utiliser une très haute température pour la poche n° 1, il convient donc d'en diminuer alors fortement la quantité. Mais il existe alors une limite donnée par le comportement hydrodynamique du métal de ce secondaire n°1 lors de sa mise en place. On se reportera pour une meilleure compréhension à la description de la coulée traditionnelle exposée dans le brevet français n° 97 08973.

[0013] En effet, venant des jets ou lame latéraux situés en haut de table, une bonne partie du métal coulé ne se plaque pas immédiatement contre l'interface mais va d'abord se poser en bas de table, puis seulement remonte en ayant perdu naturellement dans son trajet une bonne partie de sa température. Si trop peu de métal est versé, alors malgré la haute température de coulée, il n'y a pas de liaison en haut de table. En revanche si la coulée de ce métal chaud dure suffisamment longtemps, pour permettre la remontée du métal refroidi du bas de table sans refroidissement de la partie haute, alors la liaison est assurée. La quantité minimum de métal à couler a été déterminée expérimentalement et dépend de la hauteur de l'enveloppe devant constituer la table du cylindre. Pour une table de 2 mètres, l'épaisseur minimum à couler est de 20 mm. Pour d'autres valeurs de hauteur, cette épaisseur minimum critique est donnée par la formule.

ou E_crit. est exprimé en mm et la hauteur H en mètres.

[0014] En pratique, l'épaisseur optimale à couler sera de 25 mm, pour une épaisseur critique de 20 mm. Soit une tolérance de 5 mm en plus que l'épaisseur critique.

[0015] La température de ce métal secondaire peut alors atteindre 220°C. au - dessus du liquidus et elle sera au minimum de 170°C. au - dessus du liquidus. En dessous de 130°C., la liaison en haut de table n'est plus assurée.

[0016] Après la coulée de ce métal très chaud, et par la même pipe de coulée à jets ou à lame latéraux, la poche de secondaire n°2 est coulée immédiatement, c'est à dire sans délai d'attente mais à une température « froide » c'est à dire à liquidus + 40°C. à 60°C.. A partir de ce moment, on reprend intégralement le procédé traditionnel pour le remplissage du cylindre.

[0017] A titre d'exemple et pour comparer l'ancien et le nouveau procédé, il a été fondu un alliage du type acier rapide à haut carbone dont la composition est donnée ci après et deux cylindres ont été coulés par centrifugation verticale suivant l'un et l'autre des procédés. La composition chimique visée des deux cylindres était la même pour le métal d'enveloppe (primaire) et le métal de coeur (secondaire).

[0018] Les teneurs en poids visées des différents alliages étaient les suivantes:

Primaire	Secondaire
C : 2.10 %	C : 3.00 %
Si: 0.80 %	Si: 2.70 %
Mn: 1.00 %	Mn: 0.35 %
S : <0.025%	S :<= 0.015%
P : <0.025%	P : <0.025%
Ni: 0.80 %	Ni: 0.60 %
Cr: 6.00 %	Cr:<= 0.10%
Mo: 5.00 %	Mo: néant
W : 4.00 %	W : néant
V : 6.20 %	V : néant
Mg: néant	Mg: 0.055

1er cylindre : Coulée traditionnelle.

[0019] Dimensions du cylindre: Ø 780 x 2700 (diamètre par longueur de table)

[0020] Le liquidus du primaire était de 1325°C. et sa température de coulée de 1450°C..

[0021] Après solidification partielle de l'enveloppe multieutectique (γ-MC, γ-M₆C, γ-M₂C, γ-M₇C₃), le thermocouple placé dans la table, est retiré. La dernière température lue par ce thermocouple qui est sensiblement la température de la future interface était de 1245°C.. Il est clair qu'à cette température seul le premier eutectique γ-MC était complètement solidifié. Le secondaire n°1 est alors coulé immédiatement à une température de 1257°C. (Liquidus 1207°C. + 50°C.) par la pipe à jets latéraux et sur une épaisseur moyenne de 70 mm.(soit environ 4500 Kg). La pipe de coulée était alors retirée et le secondaire n°2, soit environ 7000 Kg, était alors coulé à une température de 1265°C. tandis que la vitesse de rotation était ramenée à zéro.

[0022] Au contrôle métallurgique, ce cylindre présentait sur toute la table, à l'état brut, à l'examen ultrasonique des réflexions situées de 4 à 12 mm de l'interface, caractéristique des microretassures. L'interface était métallurgiquement bien soudé. L'examen du métal de coeur à l'état brut révélait une structure ferrito- perlitique avec une teneur en chrome de moins de 0.10% et une absence totale de cémentite.

2 ème cylindre : Nouveau procédé de coulée.

[0023] Dimensions du cylindre: Ø 770 x 2300 (diamètre par longueur de table)

[0024] Le liquidus du primaire était de 1319°C. et sa température de coulée de 1455°C..

[0025] Après solidification quasi totale de l'enveloppe multieutectique (γ-MC, γ-M₆C, γ-M₂C, γ-M₇C₃), le thermocouple placé dans la table, est retiré. La dernière température lue par ce thermocouple qui est sensiblement la température de la future interface était de 1120°C.. Il est clair qu'à cette température tous les eutectiques et notamment les 3 premiers étaient complètement solidifiés. Le secondaire n°1 est alors coulé immédiatement à une température de 1415°C. (Liquidus 1205°C. + 210°C.) et sur une épaisseur de 25 mm. (Soit 825 Kg) par la pipe à jets latéraux. Puis immédiatement, la poche de secondaire n°2 étant déjà en place, le secondaire n°2 est coulé par la même pipe à une température de 1260°C. (soit liquidus + 56°C. et jusqu'à concurrence de 3900 Kg). Après cette opération, la pipe est retirée et remplacée par un entonnoir à jet direct. Le troisième secondaire est alors coulé à une température de 1250°C. jusqu'au remplissage complet du moule c'est à dire environ 6000 Kg tandis que la vitesse de rotation du moule est ramenée à zéro.

[0026] Au contrôle métallurgique, ce cylindre présentait à l'état brut, à l'examen ultrasonique une réflexion unique caractéristique de l'interface sans aucune réflexion parasite. L'interface était métallurgiquement parfaitement soudé. L'examen micrographique de la liaison à l'état brut, sur un échantillon prélevé en haut de table, révélait une microcouche en acier eutectoïde de 0.6 mm.. Malgré la très haute température de coulée du secondaire n°1, il apparaissait immédiatement prés de l'interface, du coté secondaire, une structure de fonte nodulaire ferritoperlitique avec une teneur en Chrome de moins de 0.10% et une absence quasi totale de cémentite. Cette observation laissait imaginer que même si une petite partie d'éléments d'alliage carburigène avait été refondue par le secondaire n°1, ces derniers avaient été immédiatement dispersés dans la masse liquide totale des secondaires 2 et même 3 et cela grâce à la simultanéité des coulées des secondaires 1 & 2. Ainsi leur teneur n'était pratiquement plus mesurable. Ce qui confirme le bien fondé des réflexions ayant conduit à l'invention.

[0027] Ce résultat montre que le nouveau procédé peut également être appliqué aux cylindres en acier rapide à bas carbone et à eutectiques multiples. Bien que ces eutectiques soient présents en moindre quantité, la liaison des deux matériaux primaire et secondaire, s'en trouvera sensiblement améliorée grâce notamment à la formation d'une microcouche plus épaisse.

[0028] Dans l'invention ici décrite, et pour des raisons évidentes de rationalisation, le secondaire 1 est de même composition que les secondaires 2 & 3. (Fondus dans un seul et même four) Mais une analyse différente du secondaire 1 ayant les mêmes bases de choix de la température et de la quantité ne changerait pas le principe de l'invention, c'est à dire fonctionnerait également.

Revendications

1. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide au carbone multieutectiques caracterisé en ce que la coulée du métal de coeur ne se fait qu'après solidification complète de tous les eutectiques de l'enveloppe, en ce qu'on coule un premier secondaire en fonte, à température très élevée et en quantité faible, en ce que la température du premier secondaire est égale à celle de son liquidus augmenté de 130°C. à 230°C., et en ce que la température des autres secondaires deux et trois, en fonte nodulaire, est égale à celle de leur liquidus commun augmenté de 40°C. à 60°C..

2. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide à haut carbone, suivant la revendication 1 et caractérisé par le retrait du thermocouple juste avant coulée du premier secondaire lorsque sa température se trouve entre 1170°C. et 1100°C..

3. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide à haut carbone, suivant la revendication 1 ou 2 et caractérisé en ce que l'épaisseur du premier secondaire est comprise entre 20 et 35 mm. pour une table de 2000 mm. de longueur.

4. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide à haut carbone, suivant les revendications 1 à 3 et caractérisé en ce que la température du premier secondaire est égale à celle de son liquidus augmenté de 190°C. à 220°C. et son épaisseur comprise entre 20 et 25 millimètres pour une table de 2000

5. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide à haut carbone, suivant les revendications 1 à 4 et caractérisé en ce que l'épaisseur du premier secondaire varie en fonction de la longueur de table suivant la formule :

6. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide à haut carbone, suivant les revendications 1 à 5 et caractérisé en ce que le deuxième secondaire est coulé immédiatement après la fin de coulée du premier secondaire et par la même pipe à jets ou à lame latéraux.

7. Procédé de coulée centrifuge verticale de cylindre de laminoir bimétallique à enveloppe en acier rapide suivant les revendications 1 à 6 et caractérisé en ce que le carbone du métal primaire d'enveloppe est compris entre 0.6 et 2.5 % en poids.

Claims

1. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with shell made of multi-eutectic carbon high-speed steel, characterised in that the casting of the core metal only occurs after complete solidification of all the eutectics of the shell and in that a first core of cast-iron is cast at very high temperature and in small quantity, the temperature of the first core metal being equal to that of its liquidus plus 130°C to 230°C, and in that the temperature of the other cores two and three, which are of modular cast-iron, is equal to the temperature of their common liquidus increased by 40 to 60°C.

2. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with shell made of carbon high speed steel in accordance with Claim 1 and characterised by the removal of the thermocouple just before casting the first core when its temperature falls between 1170°C and 1100°C.

3. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with lining made of carbon high-speed steel in accordance with Claims 1 or 2 and characterised by the thickness of the first core being between 20 & 35 mm for a roll surface of 2000 mm in length.

4. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with shell made of carbon high-speed steel in accordance with Claims 1 to 3 and characterised by the temperature of the first core being equal to that of its liquidus plus 190°C to 220°C and its thickness being between 20 & 25 mm for a roll surface of 2000 mm.

5. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with shell made of carbon high speed steel in accordance with Claims 1 to 4 and characterised by the thickness of the first core, depending on the length of the roll surface as per the formula:

6. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with shell made of carbon high speed steel in accordance with Claims 1 to 5 and characterised by the second core being cast immediately after the end of the casting of the first core and through the same pipe with side jets or slit.

7. A process for vertical centrifuge casting of bimetallic, rolling mill rolls with shell made of carbon high speed steel in accordance with Claims 1 to 6 and characterised by the carbon content of the shell metal being between 0.6 and 2.5% in weight.

Ansprüche

1. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus kohlenstoffhaltigem, mehrere Eutektika aufweisendem Schnellstahl, dadurch gekennzeichnet, dass das Giessen des Kemmetalls erst nach der vollständigen Verfestigung aller Eutektika der Hülle geschieht, dass ein erstes Sekundärmetall aus Gusseisen bei sehr hoher Temperatur und in geringer Menge gegossen wird, dass die Temperatur des ersten Sekundärmetalls gleich derjenigen seines von 130°C auf 230°C angehobenen Liquiduspunktes ist, und dass die Temperatur der anderen zweiten und dritten Sekundärmetalle aus Sphäroguss gleich derjenigen ihres gemeinsamen, von 40°C auf 60°C erhöhten Liquiduspunktes ist.

2. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus stark kohlenstoffhaltigem Schnellstahl gemäß Anspruch 1 und gekennzeichnet durch das Zurückziehen des Thermoelementes direkt vor dem Giessen des ersten Sekundärmetalls, wenn seine Temperatur zwischen 1170°C und 1100°C liegt.

3. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus stark kohlenstoffhaltigem Schnellstahl gemäß Anspruch 1 oder 2 und dadurch gekennzeichnet, dass die Dicke des ersten Sekundärmetalls zwischen 20 und 35 mm für eine Bahn mit der Länge von 2000 mm liegt.

4. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus stark kohlenstoffhaltigem Schnellstahl gemäß den Ansprüchen 1 bis 3 und dadurch gekennzeichnet, dass die Temperatur des ersten Sekundärmetalls gleich derjenigen seines von 190°C auf 220°C erhöhten Liquiduspunktes ist und seine Dicke zwischen 20 und 25 Millimetern für eine Bahn von 2000 mm beträgt.

5. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus stark kohlenstoffhaltigem Schnellstahl gemäß den Ansprüchen 1 bis 4 und dadurch gekennzeichnet, dass die Dicke des ersten Sekundärmetalls in Abhängigkeit von der Länge der Bahn gemäß der Formel variiert:

6. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus stark kohlenstoffhaltigem Schnellstahl gemäß den Ansprüchen 1 bis 5 und dadurch gekennzeichnet, dass das zweite Sekundärmetall unmittelbar nach dem Beenden des Giessens des ersten Sekundärmetalls und durch das gleiche Seitengusszapfen- oder Seitenzungenrohr gegossen wird.

7. Vertikales Zentrifugalgiessverfahren für Zweimetallwalzen mit einer Hülle aus stark kohlenstoffhaltigem Schnellstahl gemäß den Ansprüchen 1 bis 6 und dadurch gekennzeichnet, dass der Kohlenstoffgehalt des Primärmetalls der Hülle zwischen 0,6 und 2,5 Gew.-% liegt.