TITRE : Refroidissement rapide des tôles d’acier à haute limite élastique

Désignation du domaine technique concerné

L’invention est relative aux lignes continues de production de bandes métalliques. Elle concerne plus particulièrement les sections de refroidissement rapide des lignes de recuit ou de galvanisation de bandes d’acier dans lesquelles la bande est refroidie à des vitesses de refroidissement supérieures à 100 °C/s, par pulvérisation de liquide ou d’un mélange de liquide et de gaz.

L’élaboration des nouveaux aciers à très haute limite élastique, typiquement supérieure à 500 Mpa, requis par les constructeurs automobiles pour développer des structures plus légères et à haute résistance mécanique, conformes aux contraintes environnementales, nécessite des traitements thermiques avec des vitesses de refroidissement supérieures à 100 °C/s pour établir des structures complexes avec une répartition variable de différentes phases métallurgiques parmi les phases austénitique, ferritique, perlitique, bainitique, et martensitique.

En particulier, les aciers à très hautes limites élastiques AHSS et UHSS peuvent être produits en contrôlant les vitesses de refroidissement dans les lignes de recuit continu, à partir d’une structure métallurgique totalement austénitique ou mixte ferritique et austénitique.

Le traitement thermique à appliquer dans la ligne continue dépend de la composition chimique de l’acier, de son état en entrée de ligne, et des propriétés mécaniques attendues en fin de traitement. Il comprend une étape de chauffage jusqu’à une température en fin de chauffage comprise entre 750 et 950 °C, un temps de maintien à la température atteinte en fin de chauffage et un refroidissement jusqu’à la température ambiante ou une température intermédiaire avec une vitesse de refroidissement spécifique pour chaque grade métallurgique.

Par exemple, l’obtention d’un acier donné peut nécessiter une température de recuit supérieure à sa température d’austénitisation, puis un temps de maintien à cette température, suivi d’un refroidissement lent pour une transformation partielle de l’austénite en ferrite et enfin un refroidissement rapide pour une transformation de l’austénite en martensite.

Les propriétés mécaniques atteintes en fin de traitement dépendent de la composition chimique de l’acier et du contrôle du procédé thermique pour obtenir une microstructure particulière. La qualité des produits en fin de traitement c’est-à-dire l’uniformité des propriétés mécaniques et la planéité de la bande dépend du type de refroidissement parmi les types de refroidissement habituellement utilisés pour ces procédés de traitement thermique, à savoir le refroidissement par jet de gaz, le refroidissement par pulvérisation de liquide ou de mélange gaz et liquide et le refroidissement par trempe. Le refroidissement peut être suivi éventuellement d’une étape de revenu ou vieillissement.

Problèmes techniques auxquels répond l’invention

L’étape de refroidissement rapide peut être à l’origine de défauts de planéité de la bande de type et d’amplitude variables en fonction du procédé de refroidissement appliqué.

Les défauts de planéité courants rencontrés lors du traitement thermique des bandes métalliques sont du type d’ondulations dans le sens de défilement pour les refroidissements modérés par jets de gaz sur bandes fines c’est-à-dire pour des vitesses de refroidissement inférieures à 100 °C/s.

Les défauts sont de type bords longs ou centre long pour des refroidissements rapides par jets de gaz ou par pulvérisation de liquide ou par pulvérisation d’un mélange de gaz et de liquide, c’est-à-dire pour des vitesses de refroidissement de l’ordre de 100 à 500 °C/s. Les défauts sont de type cloques dispersées pour des vitesses de refroidissement très rapides par pulvérisation de liquide ou de mélange de gaz et liquide ou refroidissement par trempe, c’est-à-dire pour des vitesses de refroidissement supérieures à 500 °C/s. Les défauts de planéité observés résultent du développement de contraintes internes dans la bande développées pendant le refroidissement. Les contraintes à l’origine des défauts de planéité dépendent :

• de la géométrie du produit c’est-à-dire de la largeur, de l’épaisseur et du défaut de planéité initiale,

• de la distribution de température dans le produit, dans le sens de défilement, dans la largeur du produit et éventuellement dans l’épaisseur du produit pour les bandes épaisses,

• des transformations de phases métallurgiques,

• des variations des propriétés thermophysiques du produit en fonction de la variation de la température pendant le traitement thermique.

La répartition et l’amplitude des contraintes qui conditionnent le type et l’amplitude des défauts observés dépendent du grade de l’acier et de la répartition des phases métallurgiques lors de l’étape de refroidissement rapide du procédé de traitement thermique.

Par exemple, pour une catégorie d’acier connue par l’homme du métier sous le nom de Dual Phase, provenant de l’anglais, de structure mixte austénitique et ferritique, avec une proportion variable d’austénite avant l’étape de refroidissement rapide, le risque de défaut de planéité qui résulte de l’hétérogénéité thermique et de l’hétérogénéité de transformation de la phase austénitique vers la phase martensitique augmente avec la proportion d’austénite disponible en début de refroidissement rapide.

Arrière-plan technique

Selon l’état de la technique, différentes technologies peuvent être utilisées pour refroidir rapidement les bandes d’acier dans une ligne continue. Le refroidissement par jet de gaz avec une teneur variable en Hydrogène, permet d’obtenir des pentes de refroidissement jusqu’ 200 °C/s. Le refroidissement au contact d’un liquide permet d’obtenir des pentes supérieures à 200 °C/s selon 3 types de technologies :

• le refroidissement par pulvérisation d’un mélange de gaz et de liquide au moyen de buses bi-fluides, • le refroidissement par pulvérisation d’un liquide au moyen de buses mono fluide,

• la trempe par immersion dans un liquide, éventuellement combinée avec une pulvérisation de liquide.

Selon l’état de la technique, plusieurs méthodes peuvent être appliquées pour réduire les défauts de planéité qui résultent des contraintes induites par les ruptures de pentes thermiques observées dans le sens de défilement du produit, quelle que soit la technologie de refroidissement par jet de gaz, par pulvérisation de liquide, ou par pulvérisation d’un mélange de gaz et de liquide.

Les ruptures de pentes dans le sens de défilement du produit, quel que soit le fluide utilisé, ont de multiples origines :

• l’augmentation de la pente de refroidissement à l’entrée dans la section de refroidissement rapide,

• la discontinuité du refroidissement entre 2 zones successives de refroidissement,

• le contact avec des rouleaux d’entrainement ou de stabilisation.

Pour le refroidissement par pulvérisation de liquide ou de mélange liquide et gaz, le phénomène de Leidenfrost qui consiste en une augmentation brutale du coefficient d’échange par convection lors de la transition entre le régime de refroidissement en phase vapeur et le régime de refroidissement en phase liquide, crée également une discontinuité de refroidissement dans le sens de défilement du produit.

Pendant l’étape de refroidissement rapide du procédé de traitement thermique, la bande subit donc une succession de contraintes internes de traction ou de compression qui peuvent être à l’origine de l’apparition d’un phénomène de déformation irréversible des produits si les contraintes sont suffisamment élevées.

Le type de déformation qui résulte de cette discontinuité est de type ondulations dans le sens de défilement du produit. EP1108795 de la déposante décrit un procédé de réduction du risque de défaut de planéité dans les sections de refroidissement par jet de gaz par une modulation du refroidissement entre les caissons de refroidissement successifs afin de réduire les ruptures de pentes. Cette méthode s’applique au refroidissement par jet de gaz considéré parfaitement homogène dans la largeur du produit et aux grades sans transformation de phase métallurgique dans la plage de température concernée par le procédé de refroidissement, par exemple des aciers conventionnels à structure totalement ferritique.

Selon l’état de la technique, plusieurs méthodes peuvent être appliquées pour réduire les défauts de planéité qui résultent d’une différence de température observée dans le sens de la largeur du produit, par exemple les bords du produit plus froids que le centre, ou le centre du produit plus froid que les bords. Les différences d’efficacité thermique dans la largeur du produit, quel que soit le fluide utilisé, ont de multiples origines :

• l’écoulement différentiel du fluide entre centre et bords,

• le défaut de planéité initiale,

• le déséquilibre de la distribution de gaz ou de fluide,

• la vibration de la bande.

FR2940978 de la déposante, qui a notamment pour homologue la publication US20110270433A1 , décrit un procédé de contrôle de l’homogénéité du refroidissement par projection d’un liquide ou d’un mélange de gaz et liquide suivant la largeur et/ou la longueur d’une bande métallique, par la détermination de la zone de disparition du film vapeur et l’adaptation des paramètres de refroidissement tels que la température du liquide, la vitesse, le débit ou la taille des gouttes et le débit de gaz pour un refroidissement par projection d’un mélange de gaz et de liquide afin de maintenir la phase vapeur en tout point. Ce brevet ne prend pas en compte les transformations métallurgiques lors du refroidissement et l’impact de celles-ci sur la planéité de bande. Ainsi, rien n’est dit sur les modifications de la structure métallurgique (la nature et les proportions des phases) qui résultent des changements apportés sur les paramètres de refroidissement. Ce procédé qui maintient le refroidissement par pulvérisation dans la phase de film vapeur peu efficace en termes d’échange thermique ne permet pas d’atteindre les pentes de refroidissement requises pour la production des aciers à très haute limite élastique.

Les solutions selon l’état de la technique proposent une amélioration de la planéité des produits par une diminution des contraintes internes qui résultent d’une distribution de température discontinue dans le sens de défilement et non uniforme dans la largeur des produits.

Ces solutions ne sont pas suffisantes pour le traitement thermique des aciers à très haute limite élastique, en particulier les aciers à changement de phases métallurgiques pendant le procédé de refroidissement rapide tels que les aciers Dual Phase, les aciers TRIP, ou les aciers martensitiques.

Ces aciers nécessitent un refroidissement rapide avec des pentes supérieures à 200 °C/s par pulvérisation de liquide ou de mélange liquide et gaz depuis une température de 780 à 850 °C en fin de maintien après chauffage ou une température de l’ordre de 650 à 750 °C après une première étape de refroidissement lent, jusqu’à une température en fin de refroidissement de l’ordre de 400 à 50 °C selon les grades.

La particularité du refroidissement par pulvérisation de liquide repose sur l’observation de trois régimes de refroidissement successifs :

• Pour des températures élevées de la surface refroidie, typiquement supérieures à environ 600 °C, nous avons un refroidissement en film de vapeur. Une couche de vapeur isole totalement la bande du contact avec le liquide ce qui conduit à un coefficient d’échange thermique stable et faible.

• Pour des températures intermédiaires définissent un domaine de transition, typiquement entre environ 600 °C et 200 °C, le régime de refroidissement est instable et une forte variation du coefficient d’échange thermique est observée.

• Pour les températures plus faibles, c’est-à-dire typiquement entre environ 200 °C et 100 °C, nous avons un refroidissement en régime d’ébullition nuclée, avec une décroissance rapide du coefficient d’échange thermique lorsque la température de la surface diminue.

• Pour les températures faibles, typiquement inférieures à 100 °C, le régime de refroidissement est un régime de convection.

La température de Leidenfrost, représentée par le point L sur le graphe de la figure 2 annexée, est la température qui sépare le domaine stable de refroidissement en film de vapeur du domaine de transition instable. La température représentée par la lettre N sur le graphe délimite le domaine de transition et le domaine de refroidissement en régime d’ébullition nuclée.

L’instabilité thermique locale dans la zone de transition entre le refroidissement en phase vapeur et le refroidissement en phase liquide, habituellement observée entre 200 et 600 °C peut être à l’origine de défauts de planéité en réponse à une hétérogénéité thermique locale et une désynchronisation des transformations de phases dans les différentes parties de la bande.

Aux contraintes de dilatation différentielle qui résultent des gradients thermiques dans le sens de défilement du produit et dans la largeur du produit, se superposent alors des contraintes de transformation de phases métallurgiques qui résultent de la discontinuité des propriétés physiques des produits.

En particulier les ruptures de pentes visibles sur la courbe d’évolution du coefficient de dilatation liées à la variation de volume des phases métallurgiques dans la plage de température concernée par le procédé de refroidissement rapide génèrent des contraintes à l’origine des défauts de planéité observées pour les aciers à très haute limite élastique, de structure métallurgique complexe.

Les procédés de réduction des contraintes d’origine thermique qui résultent de l’hétérogénéité de distribution de température dans le sens de défilement et dans le sens de la largeur du produit ne suffisent pas à garantir la planéité requise pour l’utilisation des produits traités en particulier pour la construction automobile. La désynchronisation des transformations de phase métallurgique associée à des variations de température de faible amplitude induit des contraintes internes suffisamment élevées pour observer des déformations irréversibles locales.

Résumé de l’invention

L’invention propose une amélioration de la planéité des aciers à très haute limite élastique dans le procédé de refroidissement rapide par pulvérisation de liquide ou de mélange de gaz et de liquide par une optimisation de la position relative des points critiques thermiques et métallurgiques afin de diminuer les contraintes internes qui résultent des phénomènes couplés thermiques et métallurgiques.

A cet effet, il est proposé, selon un premier aspect de l’invention, un procédé de réduction de défauts de planéité d’une bande soumise à un refroidissement par pulvérisation de liquide, ou de mélange de gaz et de liquide, le long d’une zone de refroidissement d’une ligne de traitement thermique en continu, ladite zone de refroidissement présentant des moyens de réglage de l’intensité de refroidissement le long de la zone de refroidissement, procédé comportant une détermination d’un profil thermique, i.e. une évolution thermique en fonction de la distance, à appliquer à la bande par la zone de refroidissement dans le sens du refroidissement, ledit profil thermique présentant une température critique de bande, appelée température de Leidenfrost, atteinte sensiblement concomitamment à une première température de transformation métallurgique, ou après le début d’une première et avant le début d’une deuxième températures de transformation métallurgique, et une étape d’application dudit profil thermique déterminé par les moyens de réglages de la zone de refroidissement.

La détermination du profil thermique est réalisée par des moyens de calculs. Elle peut également comprendre des moyens expérimentaux.

Dans la présente description, l’expression transformation métallurgique vise un changement de structure métallurgique.

Avec un procédé selon l’invention, l’intensité de refroidissement est réglée dans le sens de défilement de la bande de sorte à obtenir une position relative entre la température de Leidenfrost et au moins une température de transformation métallurgique telle qu’elle minimise les contraintes internes dans la bande. Il existe ainsi un effet de compensation qui résulte de la superposition des contraintes thermiques et des contraintes de microstructure.

Selon l’invention, l’intensité de refroidissement peut être réglée le long de la zone de refroidissement :

. selon la vitesse minimale de refroidissement pour obtenir une transformation métallurgique choisie, et/ou

. de sorte qu’une transformation métallurgique débute sensiblement à une température choisie, et/ou

. de sorte que la température de Leidenfrost soit sensiblement égale à une valeur choisie, et/ou

. de sorte que la température de Leidenfrost soit sensiblement égale à une température de début de transformation métallurgique.

Lorsque la transformation métallurgique visée est de l’austénite en martensite, l’intensité de refroidissement peut être réglée de sorte que la température de Leidenfrost soit dans une plage de température à plus ou moins 50 °C de la température de début de transformation martensitique.

Lorsqu’au moins deux transformations métallurgiques sont visées, l’intensité de refroidissement peut être réglée de sorte que la température de Leidenfrost soit à une température intermédiaire entre une température de début d’une première transformation métallurgique et une température de début d’une dernière transformation métallurgique.

Selon l’invention, l’intensité de refroidissement peut être réglée par un ajustement de la longueur de refroidissement et/ou un ajustement du débit et de la pression du liquide, ou du mélange de gaz et de liquide, de refroidissement.

La méthode proposée pour réduire les contraintes internes et le risque de défaut de planéité peut être décrite comme comportant quatre étapes.

La première étape consiste à calculer la vitesse minimale de refroidissement pour obtenir la (les) transformation(s) métallurgique(s) souhaitée(s). Dans le cas où on ne recherche qu’une transformation d’austénite en martensite, on calcule la vitesse de refroidissement minimale qui évite une transformation en une autre phase, par exemple de la bainite.

Les vitesses de refroidissement nécessaires pour obtenir les microstructures métallurgiques requises dépendent de la composition de l’acier, de la température de recuit et du temps de maintien à la température de recuit.

Selon l’état de la technique, le type de transformation métallurgique observé à partir d’une structure totalement ou partiellement austénitique obtenue en fin de zone de maintien, dépend de la vitesse de refroidissement appliquée.

Pour des vitesses de refroidissement lentes, inférieures à 1 °C/s, on observe une transformation de la structure austénitique vers les structures ferritique et perlitique. Pour des vitesses de refroidissement moyennes, inférieures à 25 °C/s, on observe une transformation de la structure austénitique vers les structures ferritique et bainitique. Pour des vitesses de refroidissement rapides, supérieures à 100 °C/s, on observe principalement une transformation de la structure austénitique vers la structure martensitique lorsque la température de fin de refroidissement est inférieure à celle du début de la transformation martensitique. La teneur en éléments d’alliage, tels que le Manganèse, le Chrome ou le Molybdène, impacte ces seuils de vitesses de refroidissement.

La deuxième étape consiste à calculer les températures de transformations métallurgiques. Les transformations métallurgiques s’accompagnent d’une forte variation des propriétés mécaniques et thermophysiques en particulier une forte variation du coefficient de dilatation thermique.

En effet, les transformations de la phase austénitique vers les phases ferritique, perlitique, bainitique ou martensitique s’accompagnent d’un changement de structure cristallographique et d’une augmentation de volume qui se traduit par une diminution du coefficient de dilatation thermique.

Cette rupture observée sur la courbe d’évolution du coefficient de dilatation thermique pendant le procédé de refroidissement génère des contraintes internes qui résultent des changements de volumes qui accompagnent les changements de phases.

La combinaison de ce phénomène métallurgique avec l’hétérogénéité thermique qui résulte du procédé de refroidissement conduit à une distribution de contraintes hétérogène, avec une alternance de contraintes de traction et de contraintes de compression en différents points du produit.

Les températures de transformations métallurgiques et l’évolution du coefficient de dilatation dépendent de la composition du produit et du cycle thermique de recuit qui détermine le pourcentage d’austénite susceptible de se transformer et de la vitesse de refroidissement.

Les températures de transformations métallurgiques et les courbes d’évolution des propriétés thermo-physiques pendant le refroidissement rapide peuvent être déterminées précisément par les lois usuelles disponibles selon l’état de l’art à partir des données d’exploitation telles que la composition chimique des produits et les cycles thermiques associés. Les valeurs typiques de la température de transformation bainitique sont comprises entre 600 et 400 °C. Les valeurs typiques de la température de début de transformation martensitique sont comprises entre 250 et 450 °C.

La troisième étape consiste à déterminer les points critiques thermiques, en particulier pour les procédés de refroidissement rapide par pulvérisation de liquide, pour lesquels le phénomène de Leidenfrost qui génère une forte augmentation du coefficient d’échange dans la zone de transition entre phase vapeur et phase liquide s’accompagne d’une forte variation des contraintes internes dans la bande.

La température de Leidenfrost, point critique d’augmentation du coefficient d’échange entre la bande et le fluide au moment de la rupture de la couche de vapeur isolante, dépend de nombreux paramètres, en particulier les caractéristiques de pulvérisation telles que la vitesse et le diamètre des gouttes, le maillage des buses, la distance des buses à la bande, la température et la nature du fluide. Ces paramètres peuvent être déterminés expérimentalement pour différents types de buses de pulvérisation afin de constituer des tables applicables aux cas de production industrielle.

Les valeurs typiques de température de Leidenfrost sont comprises entre 200 °C, pour les plus faibles vitesses de pulvérisation, et 1000 °C pour les plus grandes vitesses.

La quatrième étape consiste en un réglage des paramètres de refroidissement. A partir de l’identification de la pente de refroidissement définie à l’étape 1 , de l’identification des températures critiques de transformations métallurgiques définies à I’étape2 et de fortes ruptures de pentes de refroidissement définies à l’étape 3, un réglage optimal des paramètres de refroidissement est proposé afin de minimiser les contraintes de compression en tout point de la bande. Ce réglage consiste à moduler le profil thermique de la bande afin d’obtenir une position relative des points critiques de transition de Leidenfrost et de transformations métallurgiques qui minimise les contraintes internes dans la bande.

En particulier, le déplacement de la température de transition de Leidenfrost à une température inférieure ou égale à la température de transformation la plus critique c’est-à-dire la température qui induit la plus forte variation de volume lors de la transformation de phase, permet de limiter les contraintes internes qui résultent de la non-synchronisation des transformations de phases particulièrement importantes dans la zone de transition de Leidenfrost thermiquement instable.

Ce réglage optimal est obtenu par un ajustement de la longueur de refroidissement, un ajustement du débit et de la pression de liquide pour le cas d’un refroidissement par pulvérisation de liquide, complété par un ajustement du débit et de la pression du gaz dans le cas d’un refroidissement par pulvérisation d’un mélange de liquide et de gaz, dans la plage de débits et pressions disponibles pour chaque zone de la section de refroidissement.

Selon une possibilité offerte par l’invention, le liquide, ou le mélange d’un gaz et d’un liquide, peuvent être choisis pour être non oxydants pour la bande. Le liquide est par exemple une solution aqueuse comprenant 0,1 % et 6 % en masse d’acide formique. Le gaz est par exemple de l’azote, ou un mélange d’azote et d’hydrogène.

Il est également proposé, selon un second aspect de l’invention, une zone de refroidissement d’une ligne continue de traitement de bandes métalliques, agencée pour refroidir la bande par pulvérisation sur celle-ci de liquide, ou d’un mélange d’un gaz et de liquide, au moyen de buses disposées de part et d’autre de la bande par rapport à son plan de défilement, ladite zone de refroidissement présentant des moyens de réglage de l’intensité de refroidissement adaptés pour exécuter les étapes du procédé selon l’invention.

Selon une possibilité, la zone de refroidissement comprend au moins deux rangées de buses disposées transversalement au plan de défilement de la bande, la seconde rangée de buses dans le sens de défilement de la bande ayant un débit de pulvérisation supérieur ou égal à la première.

Les moyens de réglages peuvent comporter des moyens d’ajustement du débit et de la pression d’alimentation des buses dans la longueur et/ou la largeur du produit.

Il est également proposé, selon un troisième aspect de l’invention, une ligne traitement thermique en continu, comportant une zone de refroidissement selon le deuxième aspect de l’invention, ou l’un ou plusieurs de ses perfectionnements.

La ligne selon l’invention peut comprendre des moyens de calculs de la vitesse minimale de refroidissement pour obtenir une transformation métallurgique souhaitée.

La ligne selon l’invention peut comprendre des moyens de calculs de températures de transformations métallurgiques de la bande en fonctions de sa composition chimique et de cycles thermiques appliqués.

La ligne selon l’invention peut comprendre des moyens de calcul du profil thermique de la bande le long de la zone de refroidissement pour déterminer la distribution de refroidissement optimale le long de celle-ci. Des moyens d’ajustement du débit et de la pression d’alimentation des buses, dans la longueur et la largeur du produit, permettent d’obtenir cette distribution.

La ligne selon l’invention peut comprendre une base de données expérimentales pour la détermination de la température de Leidenfrost associée à chaque cas de production.

Selon un autre aspect de l’invention, il est proposé un produit programme d’ordinateur comportant des instructions qui conduisent une zone de refroidissement selon l’invention à exécuter les étapes du procédé selon l’invention.

Selon encore un autre aspect de l’invention, il est proposé un support lisible par ordinateur, sur lequel est enregistré le produit programme d’ordinateur selon l’invention.

Brève description des figures

L’invention consiste, mises à part les dispositions exposées ci-dessus, en un certain nombre d’autres dispositions dont il sera plus explicitement question ci-après à propos d’exemples de réalisation décrits avec référence aux dessins annexés, mais qui ne sont nullement limitatifs. Sur ces dessins :

[F ig .1 ] est une vue schématique en coupe longitudinale de la bande dans la section de refroidissement selon un exemple de réalisation de l’invention.

[Fig .2] est un graphe d’évolution du flux thermique en fonction de la température de surface, représentatif du procédé de refroidissement par pulvérisation de liquide.

[Fig .3] est un graphe d’évolution du coefficient de dilatation thermique en fonction de la température, selon un premier exemple de réalisation.

[Fig .4] est un graphe d’évolution de la température de la bande dans le sens de défilement, pour une distribution uniforme de pression dans les buses de pulvérisation.

[Fig .5] est un graphe d’évolution du coefficient d’échange thermique correspondant aux profils thermiques de la figure 3.

[Fig .6] est un graphe d’évolution de la contrainte longitudinale au bord de la bande, pour le profil thermique correspondant au profil thermique de la figure 3

[Fig .7] est un graphe d’évolution de la température de la bande dans le sens de défilement, pour une distribution uniforme de pression dans les buses de pulvérisation et une distribution optimisée de la pression dans les buses de pulvérisation selon un premier exemple de réalisation

[Fig .8] est un graphe d’évolution du coefficient d’échange thermique en fonction de la température de la bande correspondant aux profils thermiques de la figure 6.

[Fig .9] est un graphe d’évolution de la contrainte longitudinale au bord de la bande, pour le profil thermique longitudinal correspondant aux profils thermiques de la figure 6.

[Fig .10] est un graphe d’évolution du coefficient de dilatation thermique en fonction de la température, selon un deuxième exemple de réalisation.

[F ig .1 1 ] est un graphe d’évolution de la température de la bande dans le sens de défilement, pour une distribution uniforme de pression dans les buses de pulvérisation et une distribution optimisée de la pression dans les buses de pulvérisation, selon un deuxième exemple de réalisation.

[Fig .12] est un graphe d’évolution du coefficient d’échange thermique en fonction de la température de la bande correspondant aux profils thermiques de la figure 9.

[Fig .13] est un graphe d’évolution de la contrainte longitudinale au bord de la bande, pour le profil thermique longitudinal correspondant aux profils thermiques de la figure 9.

Description détaillée de l’invention

Selon un premier exemple de réalisation, la zone de refroidissement rapide d’une ligne continue de traitement de bandes métalliques illustrée par la figure 1 , est agencée pour refroidir la bande (1 ) par projection sur celle-ci d’un liquide, ou d’un mélange d’un gaz et d’un liquide, au moyen de buses disposées de part et d’autre de la bande par rapport à son plan de défilement, comprend, dans le sens de défilement (F) de la bande, trois rangées (2) de buses mono fluide ou bi fluide, suivie d’une rangée de buses mono fluide ou bi fluide avec une gamme de débit de pulvérisation supérieure ou égale à la précédente, les rangées de buses étant disposées transversalement au plan de défilement de la bande. Pour un acier au carbone composé de 0,1 % de Carbone, 1 % de Manganèse et 1 % de Silicium, recuit à une température supérieure à 850 °C pour une austénitisation complète, refroidi de 650 à 100 °C dans une section de refroidissement rapide par pulvérisation avec une pente de refroidissement moyenne de l’ordre de 500 °C/s, une seule rupture de pente pourra être observée à 450 ±15 °C sur la courbe d’évolution du coefficient de dilatation thermique illustrée schématiquement par la courbe D2 sur la figure 3 annexée, correspondant à la transformation martensitique totale de la phase austénitique.

La vitesse de refroidissement minimale pour une transformation martensitique totale, c’est-à-dire sans transformation de l’austénite en une autre phase comme la bainite ou la perlite, peut être déterminée à partir des courbes de transformation établies pour la composition de l’acier, soit 200 °C/s pour l’exemple considéré.

Le profil thermique illustré par la courbe de la figure 4 annexée est obtenu dans une section de refroidissement comprenant 4 rampes de buses pour une pulvérisation de liquide avec un débit et une pression constante sur toute la longueur de la section de refroidissement, pour refroidir une bande de 650 à 100 °C avec une vitesse de refroidissement moyenne de 480 °C/s pour une bande défilant à 70 m/min. Les points critiques se situent à 550 °C représenté par le point A, correspondant à la température de Leidenfrost et à 450 °C représenté par le point B correspondant à la température de début de transformation martensitique.

Les points A et B sont également représentés sur la courbe d’évolution du coefficient d’échange thermique entre la bande et le liquide pulvérisé, illustrée par la courbe de la figure 5 annexée. On peut voir sur cette courbe une augmentation du coefficient d’échange thermique entre les deux points critiques. Ainsi, au point B de transformation martensitique, une faible hétérogénéité thermique initiale sera amplifiée par l’augmentation du coefficient d’échange thermique entraînant ainsi un risque important de désynchronisation des transformations de la martensite et une hétérogénéité de distribution des contraintes internes associée.

L’évolution de la contrainte longitudinale au bord de la bande représentée par la courbe C1 sur la figure 6 annexée, sans prise en compte de la transformation métallurgique au point B met en évidence un pic de contrainte compressive au début du refroidissement à 650 °C, et à la rupture de pente thermique à 150 °C sur la courbe de refroidissement, correspondant à la diminution du coefficient d’échange thermique à la fin de la zone de transition de Leidenfrost.

La prise en compte de la transformation métallurgique à 450 °C par une perturbation du coefficient de dilatation thermique en ce point, illustrée par la courbe D2 de la figure 3, se traduit par un pic de contrainte compressive au point de transformation martensitique et une augmentation de la contrainte de traction en amont du point de transformation martensitique comme l’illustre la courbe C2 sur la figure 6 annexée. Ce résultat met en évidence les effets opposés de la contraction de la bande lors du refroidissement à l’origine de contraintes de traction et de l’augmentation relative de volume qui accompagne la transformation métallurgique, à l’origine de contrainte de compression.

A partir de l’identification des points critiques, un deuxième profil thermique est proposé avec la même vitesse de refroidissement moyenne égale à 480 °C/s, illustrée par la courbe T2 sur la figure 7 annexée, le point critique C correspondant à la concomitance de la température de Leidenfrost et de la température de transformation martensitique à 450 °C.

Ce profil thermique optimisé est obtenu par un réglage différent des 2 zones successives de la section de refroidissement :

• une première zone d’une longueur égale à ¾ de la longueur totale de la section de refroidissement, pour laquelle la pression est limitée à 1 bar pour retarder l’apparition du point de Leidenfrost,

• une deuxième zone d’une longueur égale à ¼ de la longueur totale de la section de refroidissement, pour laquelle la pression maximale de 8 bars est appliquée.

Les points A, B et C sont également représentés sur la courbe d’évolution du coefficient d’échange thermique entre la bande et le liquide pulvérisé, illustrée par les courbes H1 et H2 de la figure 8 annexée, mettant en évidence sur la courbe H2 une diminution de l’amplitude de variation du coefficient d’échange thermique pour une faible variation de température de la bande dans la zone de transformation martensitique, en comparaison de la pente observée au point B sur la courbe H1 .

De même, l’évolution de la contrainte longitudinale au bord de la bande représentée par la courbe C2 sur la figure 9 annexée, met en évidence une répartition de contraintes le long de la bande plus favorable, avec une augmentation de la contrainte de traction en amont du point de transformation martensitique, non critique et une diminution de la contrainte de compression à l’origine des phénomènes de flambage et de risque de déformation irréversible, en aval du point de transformation martensitique.

Ainsi, la concomitance de la température de Leidenfrost et de la température de transformation martensitique illustrée par le point C sur la figure 8 annexée, qui induisent des contraintes internes de signes opposés, c’est-à-dire une contraction au point de Leidenfrost et une expansion au point de transformation métallurgique, permet de réduire l’amplitude des contraintes internes et le risque de défaut de planéité associé.

De plus, la position du point de transformation martensitique en un point plus favorable de la courbe d’évolution du coefficient d’échange thermique diminue le risque d’amplification des phénomènes couplés locaux d’hétérogénéité thermique et métallurgique.

Selon un deuxième exemple de réalisation, pour un acier au carbone composé de 0,25 % de Carbone, 1 % de Manganèse et 1 % de Silicium, recuit à une température supérieure à 850 °C pour une austénitisation complète, refroidi de 650 à 100 °C dans une section de refroidissement rapide par pulvérisation avec une vitesse de refroidissement moyenne de l’ordre de 100 °C/s pour une bande défilant à 15 m/min 2 ruptures de pentes pourront être observées sur la courbe d’évolution du coefficient de dilatation thermique, une première rupture à 550 °C correspondant à la transformation bainitique, une seconde à 400 °C correspondant à la transformation martensitique de l’austénite résiduelle, illustrée schématiquement par la courbe de la figure 10 annexée, correspondant à la transformation martensitique totale de la phase austénitique. Le profil thermique obtenu pour une pulvérisation uniforme dans la longueur du produit, illustré par la courbe T1 sur la figure 11 annexée, met en évidence 3 points critiques, le point de transition de Leidenfrost représenté par le point A à 600 °C, le premier point de transformation métallurgique représenté par le point B à 550 °C et le deuxième point de transformation métallurgique représenté par le point C à 400 °C.

Le profil thermique obtenu pour un réglage optimisé de la distribution de refroidissement selon :

• une première zone d’une longueur égale à ¾ de la longueur totale de la section de refroidissement, pour laquelle la pression est limitée à 0,5 bar,

• une deuxième zone d’une longueur égale à ¼ de la longueur totale de la section de refroidissement, pour laquelle la pression maximale de 8 bars est appliquée.

Est illustré par la courbe T2 sur la figure 11 annexée, avec mise en évidence de 3 points critiques, le premier point de transformation métallurgique représenté par le point D décalé à 560 °C pour tenir compte de la diminution de vitesse de refroidissement, le deuxième point de transformation métallurgique représenté par le point F décalé à 410 °C et le point de transition de Leidenfrost représenté par le point E à 500 °C à une température intermédiaire entre les 2 points de transformation métallurgique.

Les points A, B, C D, E et F sont également représentés sur les courbes d’évolution du coefficient d’échange thermique entre la bande et le liquide pulvérisé, illustrées par les courbes Fl 1 et H2 de la figure 12 annexée, correspondant respectivement aux profils thermiques T1 et T2 de la figure 11 annexée, mettant en évidence l’amplitude de variation du coefficient d’échange thermique pour une faible variation de température de la bande aux points de transformations métallurgiques.

La comparaison des contraintes longitudinales au bord de la bande calculées sous ces hypothèses, illustrées par les courbes C1 et C2 sur le graphe de la figure 13 annexée correspondant respectivement au profil thermique T1 et T2 de la figure 11 , met en évidence une optimisation de la distribution des contraintes le long de la bande, avec une diminution de la contrainte compressive, aux 2 points de transformation métallurgique et en aval du dernier point de transformation.

L’invention n’est pas limitée aux exemples qui viennent d’être décrits et de nombreux aménagements peuvent être apportés à ces exemples sans sortir du cadre de l’invention. De plus, les différentes caractéristiques, formes, variantes et modes de réalisation de l’invention peuvent être associés les uns avec les autres selon diverses combinaisons dans la mesure où ils ne sont pas incompatibles ou exclusifs les uns des autres.