[0001] Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Stranggießen eines Metallstranges, insbesondere
eines Stahlstranges, wobei ein Strang aus einer gekühlten Durchlauflcokille ausgezogen,
in einer der Durchlaufkokille nachgeordneten Strangstützeinrichtung gestützt und mit
Kühlmittel gekühlt sowie gegebenenfalls dickenreduziert wird und bei welchem Verfahren
Werte eines Simulationsmodells ständig mitgerechnet werden und in der Folge on-line
die Kühlung eingestellt wird.
[0002] Es ist eine beim Stranggießen bekannte Anforderung, die Kühlung eines kontinuierlich
gegossenen Stranges derart einzustellen, daß die Strangobertlächentemperatur vorgegebenen
Werten, die gegebenenfalls vom Alter eines Querschnittselementes des Stranges abhängen,
möglichst nahekommt. Dies ist insbesondere bei Strangverzögerungen und/oder Strangbeschleunigungen
von besonderer Bedeutung.
[0003] Aus der AT-B - 300.238 ist ein Verfahren zum Kühlen eines aus einer Durchlaufkokille
austretenden Stranges bekannt, wobei die Sollwerte der Kühlwassermenge in Abhängigkeit
von der chemischen Zusammensetzung des Strangmaterials, der Erstarrungszeit und weiters
in Abhängigkeit vom augenblicklichen Integralwert der Gießgeschwindigkeit während
des Weges des Stranges bis zur jeweiligen Kühlzone eingestellt werden, so daß die
Strangoberflächentemperatur vorbestimmbar bleibt.
[0004] Weiters ist es aus der
DE-C - 25 42 290 bekannt, vor dem Gießen einen bestimmten Temperaturverlauf entsprechend einer optimalen
Gießgeschwindigkeit, für welche die Kühlmittelmengen für die Kühlung des Stranges
eingestellt werden, vorzugeben und während des Gießens die gemessene wirkliche Gießgeschwindigkeit
mit der optimalen Gießgeschwindigkeit zu vergleichen und aus Abweichungen der tatsächlichen
Gießgeschwindigkeit von der optimalen Gießgeschwindigkeit eine Nachsteuerung für die
Kühlmittelmengen vorzunehmen.
[0005] Aus der
DE-A - 2 344 438 ist es bekannt, während des Gießens durch Integrieren der Geschwindigkeit einzelner
Strangabschnitte über die Laufzeit und durch gleichzeitiges Festhalten der von einem
Strangabschnitt im Kühlbereich verbrachten Zeit die auf einen einzelnen Abschnitt
aufgebrachte Kühlmittelmenge zu ermitteln und mit einer Sollmenge zu vergleichen,
auf diese Weise sogenannte "Rest-Kühlmittelmengen" zu bestimmen und aus dieser Bestimmung
heraus die Verweilzeit einzelner Strangabschnitte im gesamten Kühlbereich konstant
zu halten.
[0006] Diese bekannten Verfahren ermöglichen Korrekturen der Kühlinittelmengen, die in erster
Linie von der Gießgeschwindigkeit abhängen, also gießgeschwindigkeitsabhängige Regelungen,
wobei jedoch die tatsächlichen thermodynamischen Zustandsänderungen des Stranges unberücksichtigt
bleiben. Der Stand der Technik berücksichtigt also nur - kommt es zu einem Abweichen
der tatsächlichen Gießgeschwindigkeit von der Gießgeschwindigkeit, für die die Strangkühlung
eingestellt ist - Tendenzen, ohne jedoch den tatsächlichen Verhältnissen gerecht zu
werden.
[0007] Gemäß der
DE-A - 44 17 808 werden in Weiterentwicklung zu obigen Verfahren thermodynamische Zustandsänderungen
des Stranges mit großer Genauigkeit berücksichtigt, so daß durch solche thermodynamische
Zustandsänderungen verursachte Nachteile, die z.B. für Innenrisse oder Kantenrisse
verantwortlich sind, zuverlässig vermieden werden.
[0008] Hierzu werden thermodynamische Zustandsänderungen des gesamten Stranges, wie Änderungen
der Oberflächentemperatur, der Mittentemperatur, der Schalenstärke, und auch der mechanische
Zustand, wie das Verformungsverhalten, etc., in einem mathematischen Simulationsmodell
durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung ständig mitgerechnet und es wird die Kühlung
des Stranges in Abhängigkeit des errechneten Wertes mindestens einer der thermodynamischen
Zustandsgrößen eingestellt, wobei für die Simulation die Strangdicke und die chemische
Analyse des Metalles sowie die ständig gemessene Gießgeschwindigkeit berücksichtigt
werden.
[0009] Beim Direktverbund einer Stranggießanlage mit einem Walzwerk hängen Ausscheidungsbildung
und Phasenumwandlungen im Gußprodukt von der Kühlrate, dem Temperaturniveau und von
der Deformationskinetik ab. Es wurde beispielsweise beobachtet, daß im Falle eines
zeitlich verzögerten Chargierens von Brammen in einen Ofen, z.B. infolge langer Transportzeit,
Oberflächenrisse (Netzrisse) am Walzprodukt entstehen, welche auf eine Schädigung
entlang der Korngrenzen zurückzuführen sind. Insbesondere trifft dies auf Aluminiumnitridausscheidungen
zu, welche sich verstärkt an den Korngrenzen ausscheiden und dort die Mobilität der
Körner zueinander behindern. Bei einer Warmumformung entstehen an den Korngrenzen
hohe Spannungen, welche im Falle solcher Ausscheidungen in Rissen nach dem Walzen
enden. Die Ausscheidung von A1N im stabilen γ-Bereich ist von der Temperatur-Zeitgeschichte
abhängig. Durch die Phasenumwandlung von γ in α, bei Temperaturen zwischen 900°C und
720°C, kommt es zur annähernd spontanen Ausscheidung der sich nicht im Gleichgewicht
befindlichen Aluminiumnitride.
[0010] Zur Vermeidung der mit A1N-Ausscheidungen verbundenen Nachteile ist es bekannt (
EP-A - 0 650 790), den durcherstarrten Strang (Bramme, Vorblock, Knüppel) in oder nach der Stranggießanlage
in solcher Art mit einem Kühlmedium zu kühlen, daß die Oberflächentemperatur einen
bestimmten Wert von ca. 500 bis 550°C erreicht. Anschließend wird die Kühlung gestoppt
und der gekühlte Abschnitt erwärmt sich von innen auf einen sich ergebenden Wert.
[0011] Eine andere Ursache von Oberflächenrissen sind Seigerungen von Spurenelementen, wie
S, Sn, Cu etc., an den Korngrenzen. Diese Seigerungen resultieren in Heißbrüchigkeit
des Walzproduktes nach dem Walzen. Die Rissintensität steht in einem direkten Zusammenhang
mit der Ausgangskorngröße, d.h. je größer das Korn ist, umso höher wird die Rissintensität
sein. In einem Direktverbundsystem ist die Ausgangskorngröße im allgemeinen größer
als bei kalt chargierten Brammen, welche eine vollständige Umwandlung von γ in α erfahren.
[0012] Auch dieser Effekt kann durch eine gezielte Temperatur-Zeitsteuerung positiv beeinflußt
werden, wobei insbesondere eine rasche Abkühlung auf ca. 500°C die Ausscheidungsvorgänge
günstig beeinflußt. D.h. eine konzentrierte Ausscheidung von Nitriden an den Austenitkomgrenzen
wird unterdrückt und durch eine über das Volumen gleichmäßige Verteilung ersetzt.
Je nach Stahlanalyse und Zeit der Temperaturbehandlung entsteht eine fein perlitische
oder bainitische Gefügestruktur. Trotz einer geringen globalen Festigkeitseinbuße
erhöht sich damit die Materialzähigkeit. Lokale Entfestigung an den primären Austenitkorngrenzen
werden vermieden und folglich wird die Rißbildung unterdrückt. Der Effekt gilt sowohl
für A1N-Ausscheidungen als auch für Spurenelemente, welche Heißbrüchigkeit hervorrufen.
[0013] Die Temperatursteuerung erfolgt gemäß dem Stand der Technik üblicherweise entsprechend
theoretischer Vorhersagen und Berechnungen. Die Wassermengen werden so gesteuert,
daß bei unterschiedlichen Gießgeschwindigkeiten in etwa gleiche Oberflächentemperaturen
am Strang erreicht werden. Üblicherweise wird dazu als Rückkoppelung eine Temperaturmeßeinrichtung
verwendet, welche die Oberflächentemperatur des Gußproduktes vor und nach der intensiven
Wasserbeaufschlagung mißt. Diese Werte werden mit berechneten verglichen und daraus
nach entsprechenden Versuchen die optimale Wassermenge bestimmt.
[0014] Die Wassersteuerung ist also rein mit der Gießgeschwindigkeit gekoppelt. Veränderungen,
welche aufgrund von instationären Zuständen entstehen (kurze Geschwindigkeitsänderungen,
Gießbeginn bei kalter Maschine, Gießende etc.), können damit nicht beeinflußt werden,
außer man bedient sich einer permanenten Temperaturmessung. Hierzu dienende Messinstrumente
haben üblicherweise nur eine geringe Meßgenauigkeit und werden stark inbesondere durch
Zunder, welcher sich auf der Oberfläche des Gußproduktes befindet, beeinflußt. Die
Rückkoppelung ist ungenau, ein gleichmäßiges intensives Beaufschlagen mit Wasser ist
daher nicht möglich.
[0015] Ein weiterer Nachteil betrifft den Umstand, daß sich bei stark veränderten Gießgeschwindigkeiten
die optimale Länge der Strecke, in der der Strang intensiv zu kühlen ist, zur Erzielung
einer bestimmten Tiefe des Einflusses der intensiven Kühlung verändern muß und es
nicht ausreicht, nur die Wassermenge zu verändern. Hat man zur Vorgabe der optimalen
Länge bzw. Tiefe des Einflußbereiches nur ungenaue Temperatursignale, erreicht man
nie ein angestrebtes Optimum.
[0016] Der Aufsatz H.P. Hougrady et al.; Möglichkeiten und Grenzen einer Simulation des
Werkstoffverhaltens, Stahl und Eisen; Bd 116, Nr. 4 April 1996, Seiten 109 bis 113,
gibt einen grundlegenden Überblick in Modelle, insbesondere physikalisch basierte
Modelle, die zur Beschreibung von werkstoffkundlichen Vorgängen beim Verarbeiten von
Metallen, insbesondere bei Walzprozessen, benutzt werden können. In diesem Dokument
wird die Anwendbarkeit dieser Modelle zur Nachbildung von metallurgischen Vorgängen
und deren Verifikation mit experimenteller Laborarbeit beschrieben. Hierdurch ist
es möglich, sich grundlegend über physikalische Modelle zur Beschreibung von Phasenumwandlungen
und Rekristallisation beim Walzumformen zu informieren. Ein Bezug auf eine Onlinemodellierung
bzw. Regelung von Phasenumwandlungen des zu vergießenden Metalls in Stranggießanlagen
ist in diesem Dokument nicht gegeben.
[0017] Das Dokument C. Biegus et al.; Ermittlung von Werkstoffdaten zur Gefügesimulation,
Stahl und Eisen, Bd 116 Nr. 5, 1996, Seiten 43 bis 49 zeigt Methoden auf, die es erlauben,
Werkstoffeigenschaften experimentell zu ermitteln, die zur physikalisch basierten
Modellierung von Phasenumwandlungen bzw. Rekristallisation notwendig sind.
[0018] Die
DE 196 12 420 A1 beschreibt ein Verfahren zur Erzielung einer verbesserten Strangkühlung bei variierender
Stranggeschwindigkeit, wobei für verschiedene Kühlmodelle Modellparameter, wie Kokillenlänge,
Stranggeometrie, Stranggeschwindigkeit, Schmelztemperatur, Erstarrungsenthalpie und
Kühlwasservolumen berücksichtig werden. Nach bevorzugten Ausführungsformen wird das
thermische Modell mit der Funktionalität eines neuronalen Netzes zur Anpassung von
Modellierparametern erweitert. Eine thermische Modellierung des Gießprozesses gekoppelt
mit einer metallurgischen Modellierung um damit online die Werkstoffeigenschaften
zu beeinflussen, ist hier nicht angesprochen.
[0019] In der
DE 197 17 615 A1 wird ein Simulationsansatz zur Beschreibung der Temperaturverteilung während des
Warmwalzens beschrieben; es handelt sich um die Anwendung eines rein thermischen Modells.
[0020] Gemäß der
DE 195 08 476 A1 ist eine pauschale Prozessautomatisierung für Bandgießverfahren ohne nähere Angaben
über die Art der Prozessregelung beinhaltet. In einer pauschalen Auflistung von Teilmodellen
wird der Ausdruck Kornstruktur angesprochen, jedoch sind Angaben zu Modellierungsansätzen
sowie zur Verwendung von diesem Teilmodell nicht enthalten. Es gibt keine Hinweise
auf die Benutzung von Simulationtools um Phasenumwandlungen gezielt nach Produktanforderungen
zu steuern.
[0021] Gemäß dem Stand der Technik wird die Stahlqualität nicht berücksichtigt. Dies hat
zur Folge, daß manche (empfindliche) Stahlgüten überkühlt und unnötig thermisch beansprucht
werden. Andererseits wird bei manch anderer Stahlsorte der gewünschte Effekt der Phasenumwandlung
nicht erreicht. Insbesondere ist es nicht möglich, Phasenanteile in einem gewünschten
Ausmaß, wie z.B. für einen Stahlstrang Phasenanteile an Ferrit, Perlit, Bainit und
Martensit, am Gußprodukt - vor oder nach einer Walzung - sicherzustellen.
[0022] Ein Verfahren der eingangs beschriebenen Art ist aus der
DE 44 17 808 A1 bekannt. Bei diesem Verfahren werden thermodynamische Zustandsänderungen des Stranges
dahingehend berücksichtigt, dass bei instationären Gießbedingungen die Oberflächentemperaturen
des Stranges nur wenig von metallurgisch erforderlichen Sollwerten abweichen. Dies
geschieht dadurch, dass Werte eines Simulationsmodells ständig mitgerechnet werden
und in der Folge die Kühlmittelmenge in Abhängigkeit des errechneten Wertes eingestellt
wird. Aus dem Aufsatz "IDS, TEMPSIMU, CASIM - THREE WINDOW APPLICATIONS FOR CONTINUOUS
CASTING OF STEEL", präsentiert auf dem 12. IAS Steelmaking Seminar, 2. bis 5. November
1999, Buenos Aires, ist ein Verfahren der eingangs genannten Art bekannt. Konkret
werden ein off-line Erstarrungsmodel IDS, ein off-line steady-state Wärmetransfermodell
TEMPSIMU und ein dynamisches on-line Modell CASIM z.B. zur Berechnung der Sumpfspitze
und zur Regelung der Sekundärkühlung gezeigt. Die Koppelung der Modelle IDS, TEMPSIMU
und CASIM ist in Fig 4 dargestellt.
[0023] Die Erfindung bezweckt die Vermeidung dieser Nachteile und Schwierigkeiten und stellt
sich die Aufgabe, ein Stranggießverfahren der eingangs beschriebenen Art dahingehend
weiterzuentwickeln, daß es möglich ist, als Zielvorgabe die Ausbildung eines gewünschten
Gefüges des Metalls vorgeben zu können, u.zw. für Metalle, d.h. unterschiedlicher
chemischer Zusammensetzung beim Stahl-Stranggießen für sämtliche zu gießenden Stahlqualitäten
bzw. Stahlgüten. Beim Stahl-Stranggießen soll es inbesondere möglich sein, eine bestimmte
Ferrit-, Perlit-Struktur einzustellen und/oder Ausscheidungen, wie Aluminiumnitridausscheidungen,
an den Korngrenzen zu vermeiden.
[0024] Diese Aufgabe wird bei einem Verfahren der eingangs beschriebenen Art dadurch gelöst,
daß zur Ausbildung eines gewünschten Gefüges im gegossenen Strang das Stranggießen
unter on-line-Berechnung unter Zugrundelegung eines die Ausbildung des gewünschten
Gefüges des Metalles beschreibenden Rechenmodells durchgeführt wird, wobei die Gerugeausbildung
beinflussende Variable des Stranggießverfahrens, wie zum Beispiel die zur Kühlung
des Stranges vorgesehene spezifische Kühlmittelmenge, on-line-dynamisch, d.h. während
des laufenden Gießens eingestellt werden, und dass mit dem Rechenmodell thermodynamische
Zustandsänderungen des gesamten Stranges, wie Änderungen der Oberflächentemperatur,
der Mittentemperatur, der Schalenstärke durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung und
Lösen von einer die Phasen-Umwandlungskinetik beschreibenden Gleichung ständig mitgerechnet
werden und die Kühlung des Stranges in Abhängigkeit des errechneten Wertes mindestens
einer der thermodynamischen Zustandsgrößen eingestellt wird, wobei für die Simulation
die Strangdicke und die chemische Analyse des Metalles sowie die ständig gemessene
Gießgeschwindigkeit berücksichtigt werden;
dass in das Rechenmodell ein kontinuierliches Phasen-Umwandlungsmodell des Metalles
integriert ist, insbesondere nach Avrami;
und dass eine durch das thermische Rechenmodell errechnete aktuelle Temperatur TA
on-line dem metallurgischen Rechenmodell zugeführt wird und dieses laufend die gewünschte
Soll-Temperatur TS errechnet, aufgrund der das thermische Rechenmodell die Soll-Wassermenge
QS für die einzelnen Strangkühlungsabschnitte errechnet und automatisch einstellt.
[0025] Durch die erfindungsgemäße Koppelung der Berechnung der Temperatur des Stranges mit
dem Rechenmodell, das die Ausbildung eines bestimmten zeit- und temperaturabhängigen
Gefüges des Metalles beinhaltet, ist es möglich, die Variablen des Stranggießverfahrens,
die die Gerugeausbildung beeinflussen, wie z.B. die auf die Strangoberfläche aufzubringende
Kühlmittelmenge, der chemischen Analyse des Metalles, sowie der örtlichen Temperaturgeschichte
des Stranges anzupassen. Hierdurch kann gezielt eine gewünschte Gefügestruktur im
weitesten Sinn (Korngröße, Phasenausbildung, Ausscheidungen) im oberflächennahen Bereich
des Stranges erreicht werden.
[0026] Die Avrami-Gleichung beschreibt in ihrer allgemeinen Form alle diffusionsgesteuerten
Umwandlungsvorgänge für die jeweilige Temperatur unter isothermen Bedingungen. Durch
Berücksichtigung dieser Gleichung im Rechenmodell können ganz gezielt beim Stahl-Stranggießen
Ferrit-, Perlit- und Bainit-Anteile eingestellt werden, u.zw. auch unter Berücksichtigung
einer Haltezeit bei bestimmter Temperatur.
[0027] Vorzugsweise ist das Verfahren dadurch gekennzeichnet, daß mit dem Rechenmodell thermische
Zustandsänderungen des gesamten Stranges, wie Änderungen der Oberflächentemperatur,
der Mittentemperatur, der Schalenstärke, durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung und
Lösen einer die Ausscheidungskinetik, insbesondere nichtmetallischer und intermetallischer
Ausscheidungen, beschreibenden Gleichung ständig mitgerechnet werden und die Kühlung
des Stranges in Abhängigkeit des errechneten Wertes mindestens einer der thermodynamischen
Zustandsgrößen eingestellt wird, wobei für die Simulation die Strangdicke und die
chemische Analyse des Metalles sowie die ständig gemessene Gießgeschwindigkeit berücksichtigt
werden, wobei vorteilhaft die Ausscheidungskinetik aufgrund freier Phasenenergie und
Keimbildung und Verwendung thermodynamischer Grundgrößen, insbesondere der Gibb'schen
Energie, und das Keimwachstum nach Zener in das Rechenmodell integriert ist.
[0028] Zweckmäßig werden auch Gefügcmengenverhältnisse in Gleichgewichtszuständen gemäß
Mehrstoffsystem-Diagrarnmen, insbesondere gemäß Fe-C-Diagramm, in das Rechenmodell
integriert.
[0029] Vorzugsweise sind in das Rechenmodell Kornwachstumseigenschaften, insbesondere unter
Berücksichtigung von Rekristallisation des Metalles, integriert. Hierbei kann eine
dynamische und/oder verzögerte und/oder eine post-Rekristallisation, d.h. eine Rekristallisation,
die später in einem Ofen stattfindet, im Rechenmodell berücksichtigt werden.
[0030] Vorzugsweise wird als die Gefügeausbildung beeinflussende Variable des Stranggießens
eine während des Ausförderns des Stranges stattfindende Dickenreduktion vor und/oder
nach Durcherstarrung des Stranges zusätzlich zur den Strang beaufschlagenden spezifischen
Kühlmittelmenge on-line eingestellt, so daß auch während des Stranggießens stattfindende
thermodynamische Walzungen, beispielsweise Hochtemperatur-thermodynamische Walzungen
bei einer Oberflächentemperatur größer A
c3 berücksichtigt werden können.
[0031] Weiters wird vorzugsweise mit dem Rechenmodell auch der mechanische Zustand, wie
das Verformungsverhalten, durch Lösen weiterer Modellgleichungen, insbesondere durch
Lösen der Wärmeleitgleichung ständig mitgerechnet.
[0032] Eine bevorzugte Ausführungsform ist dadurch gekennzeichnet, daß mengenmäßig definierte
Phasenanteile durch Aufbringen on-line errechneter spezifischer Strang-Kühlmittelmengen
vor und/oder nach der Durcherstarrung des Stranges eingestellt werden.
[0033] Weiters wird zweckmäßig ein definiertes Gefüge durch Aufbringen einer on-line errechneten
Strangverformung vor und/oder nach der Durcherstarrung des Stranges, welche eine Rekristallisation
des Gefüges bewirkt, eingestellt.
[0034] Eine vorteilhafte Variante des erfindungsgemäßen Verfahrens ist dadurch gekennzeichnet,
daß die zur das Stranggießen abschließende Phasenumwandlung mit Einstellung eines
mengenmäßig definierten Phasenanteiles des Stranges errechnete spezifische Strang-Kühlmittelmenge
nach Durcherstarrung des Stranges im Endbereich einer Sekundärkühlzone in einer eine
verstärkte Kühlung bewirkenden Kühlzone eingestellt wird.
[0035] Die Erfindung ist nachfolgend für das Stahlstranggießen näher erläutert. Eine Anwendung
des erfindungsgemäßen Verfahrens für andere Metalle kann analog zu den nachstehenden
Ausführungen vorgenommen werden.
[0036] Das erfindungsgemäß zu verwendende Rechenmodell läßt aufgrund einer vorgegebenen
chemischen Analyse des Stahls, der Austenitkomgröße und der Temperaturgeschichte des
Stranges sämtliche Umwandlungstemperaturen und -daten, die zur Vorhersage und Beschreibung
der Umwandlungsvorgänge für die Phasenanteile Ferrit, Perlit, Bainit und Martensit
notwendig sind, berechnen.
[0037] Hierfür wird zunächst ein Kohlenstoffäquivalent für die einzelnen Legierungsbestandteile
errechnet. Daraus ergeben sich analysenabhängige Starttemperaturen für die Ferritumwandlung,
für die Perlitumwandlung, die Bainitbildung und die Martensitbildung (aufgrund des
Eisen/KohIcnstoff-Diagramms).
[0038] Aufgrund der Avrami-Gleichung, die in ihrer allgemeinen Form alle diffusionsgesteuerten
Umwandlungsvorgänge für die jeweilige Temperatur unter isothermen Bedingungen beschreibt,
lassen sich Grundgleichungen für die Umwandlungskurven ermitteln.
worin X der Mengenanteil der umgewandelten Phase und b und n Parameter bedeuten, die
abhängig sind von der Keimbildung und dem Wachstum der gebildeten Phase. Diese Parameter
b und n sind analysenabhängig und können durch Dilatometer-Versuche bestimmt werden.
Im Zusammenhang mit ZTU-Diagrammen lassen sich mit Hilfe der Avrami-Gleichung sowohl
die Start- und die Endzeit als auch die Temperatur für die Ferrit-, Perlit- und Bainit-Umwandlung
unter isothermischen Bedingungen berechnen.
[0039] Um nicht-isothermische Umwandlungen zu berücksichtigen, also die in der Stranggießanlage
stattfindende - gegebenenfalls auch ungleichmäßig stattfindende - Kühlung des Stranges
voll berücksichtigen zu können, wird aufgrund der im Rechner gespeicherten ZTU-Schaubilder
und der Abhängigkeit der Temperatur als eine Funktion der Zeit der Anteil an umgewandeltem
Material berechnet, u.zw. durch eine Integration der Avrami-Gleichung über die Kühlzeit
des Stranges (vgl. T.T. Pham, E.B. Hawbolt, J.K. Brimacombe: "Preciding the onset
of transformation under non continuous cooling conditions. II Application to austenite
- pearlite transformation", Met. Mat. Trans. A, 26A, pp. 1993-2000, 1995).
wobei t
s(T) eine virtuelle Beginnzeit der Umwandlung bei einer Temperatur T in Übereinstimmung
zur tatsächlich umgewandelten Menge bedeutet.
[0040] Für diesen Berechnungsalgorithmus wird die Temperatur als Funktion der Zeit definiert.
Da der berechnete Umwandlungs- bzw. Ausscheidungsanteil nach Avrami keine Auskunft
über die tatsächlichen Gefüge/Mengen-Verhältnisse gibt, sondern lediglich erkennen
läßt, ob und wie der Gleichgewichtszustand erreicht wird, werden zur Bestimmung des
Gefügeanteils die Umwandlungsanteile auf die Gleichgewichtslinien aus dem Eisen/Kohlenstoff-Diagramm
bezogen und ebenfalls im Rechenmodell berücksichtigt.
Keimbildungsvorgänge werden aufgrund der chemischen Gibb'schen Energie bzw. Phasenenergie
im Rechenmodell berücksichtigt (nachstehend für Aluminiumnitride gezeigt).
wobei G
0AlN die Standard Gibb'sche Energie für die Bildung von AIN, X
A1 der Molanteil von Aluminium im Austenitvolumen und X
N der Durchschnittsstickstoffgehalt bedeuten. Die Keimbildungsrate läßt sich wie folgt
berechnen:
worin S die Dichte der Keimbildung im Austenit bedeutet.
gibt die Bedingung für die Keimbildung wieder. Hierin ist σ die Austenit/A1N-Grenzflächenenergie.
k
B ist die Boltzmannkonstante und D
A1 das Ausbreitungsvermögen von Aluminium in Austenit.
[0041] Das Keimwachstum wird nach Zener berücksichtigt (z.B. abgehandelt in J.S. Kirkaldy,
"Diffusion in the condensed state", The Universities Press, Belfast, 1985).
[0042] Das Rechenverfahren geht in zwei Hauptstufen vor sich. In der ersten Stufe wird die
Anzahl der aktuell gebildeten Keime bestimmt und in der zweiten Stufe wird das Wachstum
aller vorhergehend gebildeten Ausscheidungen berechnet.
[0043] Zur weiteren Erläuterung der Erfindung dient die beiliegende Figur.
[0044] Gemäß dieser wird ein Stahlstrang 1 aus einer Stahlschmelze 2 mit einer bestimmten
chemischen Zusammensetzung durch Gießen in einer Durchlaufkokille 3 gebildet. Die
Stahlschmelze 2 wird aus einer Gießpfanne 4 über ein Zwischengefäß 5 und ein vom Zwischengefäß
5 mittels eines unter den in der Durchlaufkokille 3 gebildeten Gießspiegel reichenden
Gießrohres 6 in die Durchlaufkokille 3 gegossen. Unterhalb der Durchlaufkokille 3
sind Strangführungsrollen 7 zur Abstützung des Stahlstranges 1 vorgesehen, der noch
einen flüssigen Kern 8 und zunächst eine nur sehr dünne Strangschale 9 aufweist.
[0045] Der aus der Durchlaufkokille mit gerader Achse austretende Stahlstrang 1 wird in
einer Biegezone 10 in eine Kreisbogenbahn 11 umgelenkt und in dieser ebenfalls durch
Strangführungsrollen 7 gestützt. In einer der Kreisbogenbahn 11 nachfolgenden Richtzone
12 wird der Stahlstrang 1 wiederum geradegerichtet und über einen Auslaufrollgang
ausgefördert oder direkt on-line dickenreduziert, z.B. mittels eines on-line angeordneten
Walzgerüstes 13.
[0046] Zur Kühlung des Stahlstranges 1 wird dieser direkt oder indirekt - über mit einer
Innenkühlung versehene Strangführungsrollen 7 - gekühlt, wodurch an seiner Oberfläche
bis in einen gewissen Tiefenbereich eine bestimmte Temperatur eingestellt werden kann.
[0047] Die Versorgung des Stahlstranges 1 mit der für das gewünschte Gefüge des Stahlstranges
1 notwendigen Kühlmittelmenge erfolgt über einen geschlossenen oder offenen Regelkreis
mittels eines Rechners 14. In den Rechner 14 werden Maschinendaten m, das Format f
des Stahlstranges 1, Materialdaten, wie die chemische Analyse St
ch der Stahlschmelze 2, der Gießzustand z, die Gießgeschwindigkeit v, die Flüssigstahltemperatur
t
fl, mit der die Stahlschmelze 2 in die Durchlauflcolcille 3 eintritt, sowie das gewünschte
Gefüge α/γ und gegebenenfalls eine Verformung w des Stahlstranges 1, die am Wege der
Strangführung durchgeführt wird, eingegeben. Diese Verformung kann z.B. auch durch
das Geraderichten des Stahlstranges 1 in der Richtzone 12 gegeben sein.
[0048] In dem Rechner 14 wird anhand eines metallurgischen Rechenmodells, das die Phasenumwandlungskinetik
und Keimbildungskinetik gemäß der oben angegebenen Rechenmodelle berücksichtigt, und
eines thermischen Rechenmodells, das die Temperaturanalyse aufgrund der Lösung der
Wärmeleitungsgleichung ermöglicht, eine Soll-Wassermenge Q
s errechnet, u.zw. aufgrund der aktuellen, bereits aufgebrachten Wassermenge Q
A, die ebenfalls in den Rechner eingegeben wird.
[0049] Eine Lösung der Wärmeleitungsgleichung mittels eines Prozeßrechners ist Stand der
Technik und z.B. in der
DE-C2 - 44 17 808 für das Stranggießen ausführlich abgehandelt. Als eine Möglichkeit zur Lösung der
Wärmeleitungsgleichung ist das Finite Differenzen Verfahren mit Lagrangescher Beschreibungsweise
angegeben.
[0050] Das metallurgische Rechenmodell berücksichtigt die aktuelle Stahlanalyse St
ch, um unterschiedlichen Werkstoffverhalten gerecht zu werden. Die durch das thermische
Rechenmodell errechnete aktuelle Temperatur T
A wird on-line dem metallurgischen Rechenmodell zugeführt und dieses errechnet laufend
die gewünschte Soll-Temperatur T
s, aufgrund der das thermische Rechenmodell die Soll-Wassermenge Q
s für die einzelnen Strangkühlungsabschnitte errechnet und automatisch einstellt.
1. Verfahren zum Stranggießen eines Metallstranges, insbesondere eines Stahlstranges
(1), wobei ein Strang (1) aus einer gekühlten Durchlaufkokille (3) ausgezogen, in
einer der Durchlaufkokille (3) nachgeordneten Strangstützeinrichtung (7, 11) gestützt
und mit Kühlmittel gekühlt sowie gegebenenfalls dickenreduziert wird und bei welchem
Verfahren Werte eines Simulationsmodells ständig mitgerechnet werden und in der Folge
on-line die Kühlung eingestellt wird, dadurch gekennzeichnet,
dass zur Ausbildung eines gewünschten Gefüges im gegossenen Strang das Stranggießen unter
on-line-Berechnung unter Zugrundelegung eines die Ausbildung des gewünschten Gefüges
des Metalles beschreibenden Rechenmodells durchgeführt wird, wobei die Gefügeausbildung
beeinflussende Variable des Stranggießverfahrens, wie zum Beispiel die zur Kühlung
des Stranges vorgesehene spezifische Kühlmittelmenge, on-linedynamisch, d.h. während
des laufenden Gießens eingestellt werden;
dass mit dem Rechenmodell thermodynamische Zustandsänderungen des gesamten Stranges, wie
Änderungen der Oberflächentemperatur, der Mittentemperatur, der Schalenstärke durch
Lösen der Wärmeleitungsgleichung und Lösen von einer die Phasen-Umwandlungskinetik
beschreibenden Gleichung ständig mitgerechnet werden und die Kühlung des Stranges
in Abhängigkeit des errechneten Wertes mindestens einer der thermodynamischen Zustandsgrößen
eingestellt wird, wobei für die Simulation die Strangdicke und die chemische Analyse
des Metalles sowie die ständig gemessene Gießgeschwindigkeit berücksichtigt werden;
dass in das Rechenmodell ein kontinuierliches Phasen-Umwandlungsmodell des Metalles integriert
ist, insbesondere nach Avrami; und
dass eine durch das thermische Rechenmodell errechnete aktuelle Temperatur TA on-line dem metallurgischen Rechenmodell zugeführt wird und dieses laufend die gewünschte
Soll-Temperatur Ts errechnet, aufgrund der das thermische Rechenmodell die Soll-Wassermenge Qs für die einzelnen Strangkühlungsabschnitte errechnet und automatisch einstellt.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass mit dem Rechenmodell thermische Zustandsänderungen des gesamten Stranges, wie Änderungen
der Oberflächentemperatur, der Mittentemperatur, der Schalenstärke, durch Lösen der
Wärmeleitungsgleichung und Lösen einer die Ausscheidungskinetik, insbesondere nichtmetallischer
und intermetallischer Ausscheidungen, beschreibenden Gleichung ständig mitgerechnet
werden und die Kühlung des Stranges in Abhängigkeit des errechneten Wertes mindestens
einer der thermodynamischen Zustandsgrößen eingestellt wird, wobei für die Simulation
die Strangdicke und die chemische Analyse des Metalles sowie die ständig gemessene
Gießgeschwindigkeit berücksichtigt werden.
3. Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass die Ausscheidungskinetik aufgrund freier Phasenenergie und Keimbildung und Verwendung
thermodynamischer Grundgrößen, insbesondere der Gibb'schen Energie, und das Keimwachstum
nach Zener in das Rechenmodell integriert ist.
4. Verfahren nach einem oder mehreren der Anspruche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass auch Gefügemengenverhältnisse in Gleichgewichtszuständen gemäß Mehrstoffsystem-Diagrammen,
insbesondere gemäß Fe-C-Diagramm, in das Rechenmodell integriert sind.
5. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass in das Rechenmodell Komwachstumseigenschaften, insbesondere unter Berücksichtigung
von Rekristallisation des Metalles, integriert sind.
6. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, dass als die Gefügeausbildung beeinflussende Variable des Stranggießens eine während des
Ausförderns des Stranges stattfindende Dickenreduktion vor und/oder nach Durcherstarrung
des Stranges zusätzlich zur den Strang beaufschlagenden spezifischen Kühlmittelmenge
on-line eingestellt wird.
7. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, dass mit dem Rechenmodell auch der mechanische Zustand, wie das Verformungsverhalten,
durch Lösen weiterer Modellgleichungen, insbesondere durch Lösen der Wärmeleitgleichung,
ständig mitgerechnet wird.
8. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, dass mengenmäßig definierte Phasenanteile durch Aufbringen on-line errechneter spezifischer
Strang-Kühlmittelmengen vor und/oder nach der Durcherstarrung des Stranges eingestellt
werden.
9. Verfahren nach einem oder mehreren der Anspruche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, dass ein definiertes Gefüge durch Aufbringen einer on-line errechneten Strangverformung
vor und/oder nach der Durcherstarrung des Stranges, welche eine Rekristallisation
des Gefüges bewirkt, eingestellt wird.
10. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, dass eine abschließende Phasenumwandlung, gegebenenfalls unter Berücksichtigung einer
nachfolgenden Rückumwandlung, nach Durcherstarrung des Stranges in einer eine verstärkte
Kühlung bewirkenden Kühlzone eingestellt wird.
1. Method for the continuous casting of a metal strip, in particular of a steel strip
(1), wherein a strip (1) is extracted from a cooled open-ended mould (3), is supported
in a strip-supporting means (7, 11) arranged downstream of the open-ended mould (3)
and is cooled with a coolant as well as optionally reduced in thickness and in which
method values of a simulation model are permanently included in the calculation and,
subsequently, cooling is adjusted on-line, characterized in that, to form a desired texture within the cast strip, continuous casting is carried out
by an on-line calculation based upon an arithmetic model describing the formation
of the desired texture of the metal, wherein variables of the continuous casting method
affecting the formation of the texture, such as, e.g., the specific amount of coolant
provided for cooling the strip, are adjusted in an on-line dynamic fashion, i.e. while
casting takes place; in that thermodynamic changes of state of the entire strip such as changes in surface temperature,
central temperature, shell thickness are permanently included in the calculation of
the arithmetic model by solving the heat conduction equation and solving an equation
describing the phase transition kinetics and the cooling of the strip is adjusted
as a function of the calculated value of at least one of the thermodynamic state quantities,
wherein, for simulation, the strip thickness and the chemical analysis of the metal
as well as the continuously measured casting rate are taken into account; in that a continuous phase transition model of the metal is integrated in the arithmetic
model, in particular in accordance with Avrami; and in that a current temperature TA, calculated by the thermal arithmetic model, is fed online to the metallurgical arithmetic
model and the latter continuously calculates the desired setpoint temperature TS, on the basis of which the thermal arithmetic model calculates and automatically
sets the setpoint amount of water QS for the individual strip cooling sections.
2. Method according to Claim 1, characterized in that thermal changes of state of the entire strip such as changes in surface temperature,
central temperature, shell thickness are permanently included in the calculation of
the arithmetic model by solving the heat conduction equation and solving an equation
describing the precipitation kinetics, in particular of nonmetallic and intermetallic
precipitations, and the cooling of the strip is adjusted as a function of the calculated
value of at least one of the thermodynamic state quantities, wherein, for simulation,
the strip thickness and the chemical analysis of the metal as well as the continuously
measured casting rate are taken into account.
3. Method according to Claim 2, characterized in that the precipitation kinetics due to free phase energy and nucleus formation and the
use of thermodynamic primary quantities, in particular Gibbs' energy, and the nucleus
growth according to Zener are integrated in the arithmetic model.
4. Method according to one or several of Claims 1 to 3, characterized in that quantitative relations of texture in conditions of equilibrium according to diagrams
of multicomponent systems, in particular according to the Fe-C diagram, are also integrated
in the arithmetic model.
5. Method according to one or several of Claims 1 to 4, characterized in that grain growth characteristics, especially in consideration of the recrystallization
of the metal, are integrated in the arithmetic model.
6. Method according to one or several of Claims 1 to 5, characterized in that, as a variable of continuous casting affecting the formation of the texture, a reduction
in thickness occurring during the discharge of the strip is adjusted on-line prior
to and/or after complete solidification of the strip in addition to the specific amount
of coolant supplied to the strip.
7. Method according to one or several of Claims 1 to 6, characterized in that the mechanical state such as the deformation behaviour is also permanently included
in the calculation of the arithmetic model by solving further model equations, in
particular by solving the heat conduction equation.
8. Method according to one or several of Claims 1 to 7, characterized in that quantitatively defined phase portions are adjusted prior to and/or after complete
solidification of the strip by applying specific amounts of strip coolant, which have
been calculated on-line.
9. Method according to one or several of Claims 1 to 8, characterized in that a defined texture is adjusted prior to and/or after complete solidification of the
strip by applying a strip deformation, which has been calculated on-line and causes
recrystallization of the texture.
10. Method according to one or several of Claims 1 to 8, characterized in that a final phase transition, optionally in consideration of a subsequent retransition,
is adjusted after complete solidification of the strip in a cooling zone causing enhanced
cooling.
1. Procédé pour la coulée continue d'une barre de métal, en particulier d'une barre d'acier
(1), une barre (1) étant extraite d'un moule continu refroidi (3), maintenue dans
un dispositif de support de barre (7, 11) consécutif au moule continu (3), refroidie
par un réfrigérant et réduite en épaisseur le cas échéant, les valeurs d'un modèle
de simulation étant constamment calculées conjointement pour ledit procédé, et le
refroidissement réglé sans interruption en ligne, caractérisé en ce que, pour la formation d'une structure souhaitée dans la barre coulée, la coulée continue
est exécutée par calcul en ligne sur la base d'un modèle de calcul décrivant la formation
de la structure de métal souhaitée, des variables du procédé de coulée continue influençant
la formation de structure, telles que le débit spécifique de réfrigérant prévu pour
le refroidissement de la barre, étant réglées dynamiquement en ligne, autrement dit
pendant la coulée en cours; en ce qu'avec le modèle de calcul, des variations thermodynamiques d'état de la barre dans
son ensemble, telles que variations de température de surface, de température centrale,
d'épaisseur de croûte, sont constamment calculées conjointement par résolution de
l'équation de conduction thermique et résolution d'une équation décrivant la cinétique
de conversion de phase, et en ce que le refroidissement de la barre est réglé en fonction de la valeur calculée d'au moins
une des grandeurs thermodynamiques d'état, l'épaisseur de barre et l'analyse chimique
du métal ainsi que la vitesse de coulée constamment mesurée étant prises en compte
pour la simulation; en ce qu'un modèle continu de conversion de phase du métal, notamment suivant Avrami, est intégré
au modèle de calcul; et en ce qu'une température instantanée TA calculée au moyen du modèle de calcul thermique est introduite en ligne dans le modèle
de calcul métallurgique, et ce dernier calcule en continu la température de consigne
TS souhaitée, sur la base de laquelle le modèle de calcul thermique calcule et règle
automatiquement la quantité d'eau de consigne QS pour les sections de refroidissement de barre individuelles.
2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'avec le modèle de calcul, les variations thermiques d'état de la barre dans son ensemble,
telles que variations de température de surface, de température centrale, d'épaisseur
de croûte, sont constamment calculées conjointement par résolution de l'équation de
conduction thermique et résolution d'une équation décrivant la cinétique de précipitation,
en particulier de précipitations non-métalliques et inter-métalliques, et en ce que le refroidissement de la barre est réglé en fonction de la valeur calculée d'au moins
une des grandeurs thermodynamiques d'état, l'épaisseur de barre et l'analyse chimique
du métal ainsi que la vitesse de coulée constamment mesurée étant prises en compte
pour la simulation.
3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce que la cinétique de précipitation sur la base d'énergie de phase libre, de germination
et d'application de grandeurs thermodynamiques fondamentales, notamment de l'énergie
de Gibbs, et la croissance des germes suivant Zener sont intégrées au modèle de calcul.
4. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 3, caractérisé en ce que des relations de teneurs structurelles dans les états d'équilibre suivant des diagrammes
de système à plusieurs constituants, notamment suivant le diagramme Fe-C, sont également
intégrées au modèle de calcul.
5. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que des propriétés de croissance des grains, tenant notamment compte de la recristallisation
du métal, sont intégrées au modèle de calcul.
6. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 5, caractérisé en ce qu'une réduction d'épaisseur effectuée pendant le démoulage de la barre est réglée en
ligne comme variable du procédé de coulée continue influençant la formation de structure,
avant et/ou après solidification complète de la barre en plus du débit spécifique
de réfrigérant appliqué sur la barre.
7. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 6, caractérisé en ce qu'une avec le modèle de calcul, l'état mécanique, tel que le comportement de déformation,
est aussi constamment calculé conjointement par résolution d'autres équations modèles,
en particulier par résolution de l'équation de conduction thermique.
8. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que des teneurs de phase définies par quantités sont réglées par application de débits
spécifiques calculés en ligne pour le réfrigérant de barre, avant et/ou après solidification
complète de la barre.
9. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 8, caractérisé en ce qu'une structure définie est réglée par application d'une déformation de barre calculée
en ligne avant et/ou après solidification complète de la barre, laquelle provoque
une recristallisation de la structure.
10. Procédé selon l'une ou plusieurs des revendications 1 à 8, caractérisé en ce qu'une conversion de phase finale tenant éventuellement compte d'une rétro-conversion
consécutive, est réglée après solidification complète de la barre dans une zone de
refroidissement opérant un refroidissement intensif.