EP0579702A1 - Procede de controle dynamique de la vitesse d'extraction lors d'un cycle de cicatrisation apres collage, dans un processus de coulee continue d'acier. - Google Patents
Procede de controle dynamique de la vitesse d'extraction lors d'un cycle de cicatrisation apres collage, dans un processus de coulee continue d'acier.Info
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- EP0579702A1 EP0579702A1 EP92908866A EP92908866A EP0579702A1 EP 0579702 A1 EP0579702 A1 EP 0579702A1 EP 92908866 A EP92908866 A EP 92908866A EP 92908866 A EP92908866 A EP 92908866A EP 0579702 A1 EP0579702 A1 EP 0579702A1
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- 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
- B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
- B22D11/20—Controlling or regulating processes or operations for removing cast stock
Definitions
- the invention relates to a method of dynamic control of the speed of extraction in a process of continuous casting of a steel of the type according to which, when detecting a bonding of skin in ingot molds, the speed of extraction of a cycle composed of a deceleration ramp from cruising speed to a reduced speed, a healing plateau and an acceleration ramp from reduced speed to cruising speed.
- the object of the invention is to replace the management of this cycle by a dynamic control adapted to the behavior of the steel and minimizing the slowdown period to the minimum time to heal the collage.
- the invention achieves its object in that the ferritic potential of the cast steel is determined and in that at least the slope of the acceleration and deceleration ramps is determined as a function of this ferritic potential.
- the invention is indeed based on the discovery based both on scientific considerations and on real experiences, according to which the ferritic potential, which will be defined later, can be considered as the determining factor in the speed regulation d during the healing cycle.
- the reduced speed in the event of bonding is of the order of 0.2 to 1 m / minute to heal the bonding.
- FIG. 1 is a graph of the speeds during the healing cycle
- FIG. 2 superimposes three graphs expressing from top to bottom: the healing time in minutes as a function of the interval of solidification temperatures in degrees, the slope of the deceleration ramp in m / min 2 as a function of the ferritic potential, and the slope of the acceleration ramp in m / min 2 as a function of the ferritic potential,
- FIG. 3 is a graph similar to that of Figure 1 showing the healing cycle of three grades of steel X, B, D according to the invention and grade X ', analogous to X, in the traditional way.
- - t a and D are strongly influenced by the tendency for slab swelling between rollers, itself a function of the creep behavior of the skin at high temperature; a ferritic grade with low creep resistance requires a long duration t d (and a low level for D), while the opposite applies to an austenitic grade;
- T L -T s is mainly related to the solidification interval, ie the difference in temperatures between liquidus and solidus, T L -T s (in K); therefore a highly alloyed shade with a high value for T L -T s requires a corresponding increase in t r and vice versa,
- the value 1 of the ferritic potential signifies a completely ferritic solidification.
- the negative values of the ferritic potential indicate a totally austenitic solidification.
- the formula for calculating the ferritic potential for stainless steels to be used is:
- the acceleration A expressed in m / min 2 as a function of the ferritic potential, is an increasing function from a value slightly less than 0.1 ⁇ m / min 2 for very positive potentials up to a maximum of approximately 0, 7 m / min 2 for a potential close to 1, then decreasing from this maximum to a value slightly less than 0.2 m / min 2 for negative potentials.
- the preferred durations t a for acceleration are between 60 and 600 s.
- the durations t a (which theoretically result from the calculation (V c -V r ) / A) are advantageously arranged to also take into account other alloying elements which promote bonding by affecting the viscosity of the slag in ingot mold.
- the multiplication factors to remember (corresponding to similar division factors for A) are: Element,% content
- durations ta. preferred for deceleration are in the range of 0.5 to 30 s.
- T L and T s are the liquidus and solidus temperatures .
- the upper graph of FIG. 2 shows that the waiting time t r is an increasing function of the solidification interval, from values of approximately 15 s to values of approximately 6 min, the preferred durations being of the order of 30 to 300 s.
- FIG. 3 shows the typical healing cycle of a bonding for the mild steel grade X according to the invention and according to a conventional method X ', as well as for a grade with a high silica content for sheets. electrical (steel B) and for a hard steel grade, type 100 C 6 (steel D).
- electrical steel B
- hard steel grade type 100 C 6
- the cycle X 'requires a total t a + t r of 7 min, to which is added 0.9 s of deceleration. This results in a loss of productivity as well as a deterioration of the surface quality.
- shade D requires a much longer cycle; the conventional method has insufficient security to effectively heal the bonding.
- the reduced speed V r is advantageously between 0.2 and 1 m / min for most practical cases. Nevertheless, its determination preferably obeys the following criteria: the reduced speed of the healing cycle is substantially equal to the greater of the two values obtained by taking 70% of the cruising speed and a speed obtained relative to the useful length of the ingot mold at the length t r of the healing plate.
- a speed V r substantially equal to 70% of V c is chosen if this is compatible with the possibility of scarring over the useful length L of the mold which extends between the second mold height and the outlet of the ingot mold.
- an ingot mold with a total height of 0.90 meters, the second thermocouple height of which is 0.3 meters has a useful length of 0.6 m.
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Abstract
Lors de la détection d'un collage de peau en lingotière, on impose à la vitesse d'extraction un cycle composé d'une rampe depuis la vitesse de croisière jusqu'à une vitesse réduite de décélération, d'un plateau de cicatrisation et d'une rampe d'accélération, depuis la vitesse réduite jusqu'à la vitesse de croisière, on détermine le potentiel ferritique (PF) de l'acier coulé et on détermine les pentes (D, A) d'une des deux rampes en fonction de ce potentiel ferritique, et la longueur (tr) du plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
Description
PROCEDE DE CONTROLE DYNAMIQUE DE LA VITESSE D'EXTRACTION LORS D'UN CYCLE DE CICATRISATION APRES COLLAGE, DANS DN
PROCESSUS DE COULEE CONTINUE D'ACIER
L'invention concerne un procédé de contrôle dynamique de la vitesse d'extraction dans un processus de coulée continue d'un acier du type selon lequel, lors de la détection d'un collage de peau en lingotières, on impose à la vitesse d'extraction un cycle composé d'une rampe de décélération depuis la vitesse de croisière jusqu'à une vitesse réduite, d'un plateau de cicatrisation et d'une rampe d'accélération depuis la vitesse réduite jusqu'à la vitesse de croisière.
Les collages de peau en lingotières d'une machine à coulée continue sont très dangereux puisqu'ils peuvent entraîner des percées. Il est connu, notamment par le système mis au point par SOLLAC sous le nom de SAPSOL, de signaler ces collages par un système d'alarme basé sur la surveillance des températures des parois de lingotière par des thermocouples insérés à deux hauteurs dans l'épaisseur des parois de la lingotière verticale, en dessous du ménisque. D'autres systèmes d'alarme ont été proposés. Initialement, après une alarme détectée, on stoppait l'opération de coulée pendant un temps jugé suffisant pour la cicatrisation. Plus tard, on a proposé de régler la vitesse d'extraction sur un cycle de cicatrisation tel que défini plus haut, qui évite l'arrêt total de la machine. Toutefois, ce cycle et plus particulièrement sa période de ralentissement n'est pas sans conséquence sur la qualité de surface du produit ainsi que sur la productivité de la machine.
On connaît aussi, dans des installations de coulée continue horizontale, des procédés de détection de percée par mesure de contrainte (EP-A-111 000) et des procédés enseignant de n'interrompre l'extraction du produit que si on détecte une chute de température dans la lingotière (DE-A-33 07 176).
Le but de l'invention est de remplacer la gestion de ce cycle par un contrôle dynamique adapté au comportement de l'acier et
raccourcissant au minimum la période de ralentissement au délai minimum pour cicatriser le collage.
L'invention atteint son but en ce qu'on détermine le potentiel ferritique de l'acier coulé et en ce qu'on détermine au moins la pente des rampes d'accélération et de décélération en fonction de ce potentiel ferritique.
L'invention repose en effet sur la découverte fondée à la fois sur des considérations scientifiques et sur des expériences réelles, selon laquelle le potentiel ferritique, dont on donnera pus loin la définition, peut être considéré comme le facteur déterminant dans la régulation de vitesse d'extraction pendant le cycle de cicatrisation.
Il est également apparu avantageux de déterminer la longueur du plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
Avantageusement, la vitesse réduite en cas de collage est de l'ordre de 0,2 à 1 m/minute pour cicatriser le collage.
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront à la lecture de la description détaillée suivante. On se référera aux dessins annexés sur lesquels :
- la figure 1 est un graphique des vitesses pendant le cycle de cicatrisation,
- la figure 2 superpose trois graphiques exprimant de haut en bas : le temps de cicatrisation en minutes en fonction de l'intervalle des températures de solidification en degrés, la pente de la rampe de décélération en m/min2 en fonction du potentiel ferritique, et la pente de la rampe d'accélération en m/min2 en fonction du potentiel ferritique,
- la figure 3 est un graphique semblable à celui de la figure 1 montrant le cycle de cicatrisation de trois nuances d'acier X,B,D conformément à l'invention et de la nuance X', analogue à X, de façon traditionnelle.
Le graphique de la figure 1 représente, schématiquement, la vitesse d'extraction V (en m/min) en fonction du temps t (en min), autour et pendant le cycle de cicatrisation. Avant et après ce cycle, la vitesse d'extraction a une valeur de croisière Vc. En cas d'alarme détectée, on l'abaisse à une vitesse réduite Vr, pendant un temps de décroissance td et selon une valeur moyenne de décroissance D = (Vr-Vc)/td, i.e. la pente de la rampe de décélération. Après un temps de cicatrisation ou attente tr, la vitesse remonte à sa valeur Vc en un temps ta et selon une accélération A = (Vc-Vr ) /ta .
Selon l'invention, il a été découvert que :
- ta et D sont fortement influencés par la tendance au gonflement de brame entre rouleaux, elle-même fonction du comportement au fluage de la peau à haute température; une nuance ferritique avec une faible résistance au fluage demande une longue durée t d (et un niveau bas pour D), tandis que le contraire vaut pour une nuance austénitique;
- tr est surtout lié à l'intervalle de solidification, i.e. la différence des températures entre liquidus et solidus, TL-Ts (en K); donc une nuance fortement alliée avec une valeur élevée pour TL-Ts demande une augmentation correspondante de tr et inversement,
- ta et A nécessitent une adaptation à la tendance au collage qui est forte pour les nuances soit entièrement ferritiques soit entièrement austénitiques, et est par contre plus faible pour une structure mixte i.e. austéno-ferritique au régime de température de la peau.
Tous ces aspects sont largement fonction des phénomènes de microségrégation au sein de la matrice, et dépendent finalement du caractère ferritique ou austénitique de la nuance d'acier coulée, dans la mesure où des études ont montré que la présence de ferrite pendant la
phase de solidification a une influence très favorable pour minimiser la microségrégation. Compte tenu de l'évolution du rapport des fractions solides de ferrite et d'austénite en fonction de la teneur en carbone dans le cas des aciers non alliés ou faiblement alliés, il apparaît possible de définir un "potentiel ferritique" PF exprimant la fraction de ferrite formée durant la solidification. Ainsi :
PF = 2,5 (0,5 - %Cp)
où %Cp représente un équivalent de carbone à la réaction péritectique, c'est-à-dire une teneur en C corrigée pour tenir compte de l'influence des autres éléments d'alliage. En pratique, on retient la formule :
%Cp = %c + 0,02 %Mn + 0,04 %Ni-0,1 %Si
-0,04 %Cr-0,1 %Mo.
La valeur 1 du potentiel ferritique, ou des valeurs supérieures, signifient une solidification complètement ferritique. Les valeurs négatives du potentiel ferritique indiquent au contraire une solidification totalement austénitique.
La formule de calcul du potentiel ferritique pour des aciers inoxydables à retenir est :
PF = 5,26 (0,74 - [%Ni' /%Cr']) Où %Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N +
%Cu
%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 %Mo + 3 %Ti +
2 %Nb
Sur la base d'un classement des aciers réalisé à partir du potentiel ferritique ainsi défini, il est apparu possible, à partir essentiellement de données d'expérience, de déterminer les accélérations A et décélérations D idéales du cycle de cicatrisation après alarme. C'est ce que montrent les deux courbes inférieures de la figure 2.
Ainsi la courbe en bas de la figure montre que
1 'accélération A, exprimée en m/min2 en fonction du potentiel ferritique, est une fonction croissante depuis une valeur légèrement inférieure à 0,1 · m/min2 pour des potentiels très positifs jusqu'à un maximum d'environ 0,7 m/min2 pour un potentiel voisin de 1, puis décroissante depuis ce maximum jusqu'à une valeur légèrement inférieure à 0,2 m/min2 pour des potentiels négatifs.
Une approximation polynominale des valeurs de A en fonction de PF donne :
avec :
pour PF > 1 a0 = 5,9
a 1 = -10,635
a2 = 7,82
a3 = -2,8459
a4 ≈ 0,5091
a5 ≈ -0,0357
pour PF < 1 a0 ≈ 0,3116
a1 = 0,2075
a2 = 0,15
a3 = 0,0471
a4 = 0,0051
Les durées ta préférées pour l'accélération sont comprises entre 60 et 600 s.
En fait, les durées ta (qui résultent théoriquement du calcul (Vc-Vr)/A) sont avantageusement aménagées pour tenir compte aussi d'autres d'éléments d'alliage qui favorisent le collage en affectant la viscosité du laitier en lingotière. Les facteurs de multiplication à retenir (correspondant à des facteurs de division semblables pour A) sont :
Elément, teneur en %
égale ou supérieure à 0,05 0,1 0,5
S 1 2 3
Al 1 2 3
Ti 1,5 3 6
Zr et/ou REM 2 4 10
Quant à la décélération, là encore, une approximation polynômiale est possible :
avec :
a0 = - 57,15
a1 = 21
a2 = 7,68
a3 = - 1,83
a4 = 0,822
a5 = 0,0531
a6 = 0,0289
Les durées ta. préférées pour la décélération sont de l'ordre de 0,5 à 30 s.
Quant au temps d'attente pendant le plateau de cicatrisation, il est, ainsi qu'il a été dit, lié à l'intervalle de solidification TL - Ts, où TL et Ts sont les températures de liquidus et de solidus. Il convient de considérer les températures réelles de solidus, pour la nuance d'acier donnée, c'est-à-dire les températures modifiées par rapport aux températures de solidus
théoriques à l'équilibre, de façon à tenir compte des effets des éléments à basse solubilité tels que le phosphore ou le soufre qui entraînent une certaine chute du solidus.
En pratique, la température de liquidus TL vaut : pour PF > 0 : TL = 1538 - 90 (%C) - [%X] pour PF < 0 : TL = 1528 - 60 (%C) - [%X] et la température de solidus, Ts vaut :
pour PF > 1 : Ts = 1538 - 450 (%C) - [%X] pour PF < 1 : Ts = 1528 - 180 (%C) - [%X] où le coefficient X des éléments et alliages représente respectivement : 10Si, 5Mn, 2Cr, 3Ni, 3Mo, 3Cu, 8Nb, 14Ti, 3A1, 2V, 60B, 1W, ICo, 34P, 40S, 14As, 10Sn, 36Se.
Le graphique supérieur de la figure 2 montre que le temps d'attente tr, est une fonction croissante de l'intervalle de solidification, depuis des valeurs d'environ 15 s jusqu'à des valeurs d'environ 6 min, les durées préférées étant de l'ordre de 30 à 300 s.
Une approximation polynômiale de tr est la suivante :
avec
a0 = 0,351
a1 = - 0,0194
a2 = 0,000572
a3 = - 0,1715.10-5
L'ensemble de ces courbes est avantageusement programmé dans un ordinateur ou microprocesseur qui gère automatiquement le contrôle dynamique du cycle de cicratrisation en liaison avec le système d'alarme de collage. Il va de soi que les valeurs indiquées de D et A sont des valeurs moyennes, et qu'elles peuvent être modifiées autour de ces valeurs moyennes d'environ 20 %, notamment pour réaliser des changements de vitesse nonlinéaires.
Le tableau I ci-après, ainsi que la figure 2 , montre à titre d'exemple les valeurs déterminées pour six alliages A, B, C, D, E et F dans un cas typique de coulée continue de brames de 250 mm × 1800 mm.
TABLEAU I
Nuance d'acier A B C D E F
Analyse en %
C 0,05 0,02 0,005 1,0 0,12 0,35
Si 0,5 3,0 0,20
Mn 1,5 0,30 0,50
Cr 18,0 1,5
Ni 10,5
Ti 0,05
Al 0,03
Valeurs caractéristiques :
PF 0,53 1,95 1,24 -1,06 0,94 0,34
TL(ºC) 1460 1506 1537 1465 1526 1502
TS(ºC) 1408 1499 1535 1344 1504 1458
TL-TS (K) 52 7 2 121 22 44
Critères de contrôle dynamique *):
D < m/min2) -44 -12 -20 -68 -30 -52 td (s) 1.4 5,0 3,0 o. 9 2,0 1,2 tr (min) 0,7 0,3 0,3 3, 6 0,3 0,5
A (m/min2) 0,45 0,16 0,38 0, 22 0,72 0,38 ta (min) 2,2 6,2 2,6*** 4, 5 1,4 2,6 ta + tr (min** ) 2,9 6,5 4,2 8, 1 1,7 3,1
*) Vc = 1,5 m/min ; Vr = 0,5 m/min
**) temps total en vitesse réduite (période de cicatrisation )
***) correction de ta pour Ti : 2,6 × 1,5 = 3,9 min
On illustrera mieux l'avantage de l'invention avec les exemples suivants comprenant, d'une part, le contrôle classique et le contrôle dynamique conforme à l'invention pour une même nuance d'acier X (0,06 % C ; 0,30 % Mn, 0,015 % P ; 0,010 % S ; 0,040 % Al ; PF = 1,085 ; TL - TS = 1531 - 1508 = 23 K) et d'autre part, le contrôle dynamique pour trois nuances différentes B, D et X.
On a représenté sur la même figure 3, le cycle typique de cicatrisation d'un collage pour la nuance d*acier doux X selon 1 'invention et selon une méthode conventionnelle X', ainsi que pour une nuance à haute teneur de silice pour tôles électriques (acier B) et pour une nuance d'acier dur, de type 100 C 6 (acier D). Les différents paramètres du cycle sont indiqués dans le tableau 2 ci-après.
Comme on le voit, selon un procédé traditionnel, le cycle X' demande un total ta + tr de 7 min, auquel s'ajoute 0,9 s de ralentissement. Il en résulte une perte de productivité ainsi qu'une détérioration de la qualité de surface.
De plus, un cycle semblable est appliqué de manière traditionnelle pour toutes les nuances d'acier parce qu'on ne sait pas distinguer leur comportement à l'égard de la cicatrisation du collage.
Au contraire, selon l'invention, on voit qu'il est possible de réduire le cycle de cicatrisation ta + tr à environ l minute seulement, ce qui correspond à un gain de productivité de presque 90 % et à une pièce dont la qualité n'est affectée que sur une surface très courte.
Un gain similaire est observé pour l'acier B.
En revanche, la nuance D demande un cycle beaucoup plus long ; le procédé classique présente une sécurité insuffisante pour cicatriser efficacement le collage.
Ces exemples montrent clairement à quel point l'invention permet de gagner à la fois en sécurité et en productivité.
Comme on l'a dit, la vitesse réduite Vr est avantageusement comprise entre 0,2 et 1 m/min pour l'essentiel des cas pratiques. Néanmoins, sa détermination obéit de préférence aux critères suivants : la vitesse réduite du cycle de cicatrisation est sensiblement égale à la plus grande des deux valeurs obtenues en prenant 70 % de la vitesse de croisière et une vitesse obtenue par rapport de la longueur utile de la lingotière à la longueur tr du plateau de cicatrisation. Autrement dit, on choisit une vitesse Vr sensiblement égale à 70 % de Vc si celle-ci est compatible avec la possibilité de cicatrisation sur la longueur utile L de la lingotière qui s'étend entre la deuxième hauteur de lingotière et la sortie de la lingotière. Par exemple, une lingotière de 0,90 mètre de hauteur totale dont la deuxième hauteur de thermocouples est à 0,3 mètre présente une longueur utile de 0,6 m.
Pour la nuance X, le temps tr donné par la figure 2 , est de 0,23 min et la vitesse 70 % de V= donne une vitesse théorique Vr de 1 min. Par ailleurs, on peut calculer un temps utile maximum de L/Vr = 0,6/1 = 0,6 min, supérieur à 0,23 ce qui montre que la valeur théorique de Vr convient.
En revanche, pour la nuance D, la valeur de tr = 3,65 min est supérieure au temps utile maximum obtenu avec une vitesse Vr de 1 m/min. La vitesse Vr autorisée n'est que de Vr = L/tr. = 0,6/3,6 = 0,15 m/min comme utilisé sur la figure 3.
TABLEAU II
Nuance X B D X'
Vc, m/min 1 ,4 1,4 1,4 1,4
D, m/mina -26 -12 -68 -1,3 td, min (s) 0,015 (0,9) 0,033 (2,0) 0,02 (1,2) (0,9) Vr, m/min 1,0 1,0 0,15 0,1 tr min 0,23 0,3 3,6 2,0
A, m/min2 0,58 0,16 0,22 0,26 ta, min 0,7 2,5 6,1 5,0 tr + ta, min 0,93 2,8 9,7 7,0
Claims
1. Procédé de contrôle dynamique de la vitesse d'extraction dans un processus de coulée continue d'un acier, du type selon lequel, lors de la détection d'un collage de peau en lingotière, on impose à la vitesse d'extraction un cycle composé d'une rampe depuis la vitesse de croisière jusqu'à une vitesse réduite de décélération, d'un plateau de cicatrisation et d'une rampe d'accélération depuis la vitesse réduite jusqu'à la vitesse de croisière, caractérisé en ce qu'on détermine le potentiel ferritique de l'acier coulé et on détermine au moins la pente (D,A) d'une des deux rampes en fonction de ce potentiel ferritique.
2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'on détermine la longueur (tr)du plateau de cicatrisation en fonction de l'écart entre la température de liquidus et la température de solidus de l'acier coulé.
3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2 caractérisé en ce qu'on choisit le potentiel ferritique des aciers faiblement alliés à une valeur conforme à celle que donnerait la formule :
PF = 2,5 (0,5 - % Cp)
où Cp est l'équivalent du carbone à la réaction péritectique, calculé selon la formule :
%Cp = %C + 0,02 %Mn + 0,04 %Ni-0,1 %Si
-0,04 %Cr-0,1 %Mθ.
et on choisit le potentiel ferritique des aciers inoxydables à une valeur conforme à celle que donnerait la formule :
PF = 5,26 (0,74 - [%Ni '/%Cr']) où %Ni' = %Ni + 0,31 %Mn + 22 %C + 14,2 %N +
%Cu
%Cr' = %Cr + 1,5 %Si + 1,4 %Mo + 3 %Ti +
2 %Nb
4. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu'on détermine la longueur (tr) du plateau de cicatrisation et les pentes D et A des rampes de décélération et d'accélération sensiblement à partir des courbes de la figure 2.
5. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que la durée (t«0 de décélération est de l'ordre de 0,5 à 30 s, la durée d ' attente (tr) à vitesse réduite de l ' ordre de 30 à 300 s, et la durée (ta) d'accélération de l'ordre de 60 à 600 s.
6. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que le contrôle de la vitesse d'extraction est effectué par un ordinateur intégrant le calcul de la vitesse en fonction de l'acier coulé.
7. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la vitesse réduite du cycle de cicatrisation est sensiblement égale à la plus grande des deux valeurs obtenues en prenant 70 % de la vitesse de croisière et une vitesse obtenue par rapport de la longueur utile de la lingotière à la longueur tr du plateau de cicatrisation.
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