WO2005120747A1 - Computer-gesteuertes verfahren zum stranggiessen eines metallstranges - Google Patents

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WO2005120747A1
WO2005120747A1 PCT/EP2005/004568 EP2005004568W WO2005120747A1 WO 2005120747 A1 WO2005120747 A1 WO 2005120747A1 EP 2005004568 W EP2005004568 W EP 2005004568W WO 2005120747 A1 WO2005120747 A1 WO 2005120747A1
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crack
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metal
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Christian Chimani
Karl Mörwald
Guoxin Shan
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Voest Alpine Industrienlagenbau GmbH
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • 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
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
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    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • B22D11/22—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould
    • B22D11/225—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould for secondary cooling

Definitions

  • the invention relates to a method for continuous casting of a metal strand, in particular a steel strand, wherein a strand is pulled out of a cooled continuous mold, supported in a strand support device downstream of the continuous mold and cooled with coolant and optionally reduced in thickness, the continuous casting being used to form a specific structure in the cast strand on the basis of a thermomechanical calculation model describing the load on the metal during casting and during the solidification process taking place, with which the load state of the strand is calculated on-line, and the variables of the continuous casting process influencing the material load, such as those for cooling the strand, for example envisaged specific coolant quantity, on-line dynamic, ie while casting is in progress.
  • a method of this type is known from AT 409.352 B. With this method, it is possible to specify the formation of a desired structure of the metal as a target, specifically for metals of different chemical composition and for continuous steel casting for all steel qualities or steel grades to be cast. In particular, it is possible to set a certain ferrite-pearlite structure and / or to avoid precipitates, such as aluminum nitride, at the grain boundaries.
  • the invention aims to further develop a method according to AT 409.352 B, namely that it is possible to specify the suppression of crack formation as a target or to identify the formation of cracks, for metals of different chemical composition during continuous casting, in particular for all continuously cast steel qualities or steel grades. Furthermore, it should be possible to set a certain structure and avoid superimposing critical loads and crack-sensitive structural states.
  • This object is achieved in a method of the type described in the introduction in that a computational model describing the crack sensitivity of the structure and the crack formation energy stored in the structure of the structure is used to form a specific crack-free structure.
  • the on-line dynamics of the thermomechanical loads that act on the material and vary in time and place are calculated and the energy release rate G released when cracks grow is determined.
  • the calculated energy release rate is compared with the crack resistance R of the material, which is characteristic of the given material and its structure, and thus local damage is predicted. If a critical energy release rate is calculated, you can adjust e.g. the cooling and / or the structure and / or the mechanical loads react dynamically. These measures can be taken in addition to the measures taken in accordance with AT 409.352 B.
  • a preferred method for the continuous casting of a metal strand, in particular a steel strand, wherein a strand is pulled out of a cooled continuous mold, supported in a strand support device arranged downstream of the continuous mold and cooled with coolant and optionally reduced in thickness, the continuous casting being carried out under on to form a specific structure in the cast strand -line calculation is carried out on the basis of a thermomechanical and metallurgical calculation model describing the formation of the particular structure of the metal and the variable of the continuous casting process influencing the material load and the structure formation, such as the specific coolant quantity provided for cooling the strand, on-line dynamic, ie during ongoing casting, is characterized in that in order to form a specific crack-free structure, the crack sensitivity of the structure and that in the S structure of the microstructure that describes the stored cracking energy is used.
  • a model based on the fracture mechanics of metals, in particular a model for crack growth under small area flows, is preferably integrated into the calculation model.
  • the concept of small-area flow is a general description of crack growth in which only a small proportion of the volume around the crack banks is plastically deformed.
  • the driving forces determining crack growth namely the energy release rate
  • the crack resistance that opposes the energy release rate is a material parameter that depends on the material structure, the mechanical properties and the phase proportions and that can be determined from the stereographic evaluation of fracture surfaces.
  • the quantities necessary for describing crack formation can be calculated on the basis of a predetermined steel analysis, the phase volume fractions, the applied deformation and the temperature history.
  • the stress-strain states on the surface of the strand and in the interior of the strand are first calculated from the applied loads.
  • a basic equation for the energy release rate for crack growth can be estimated for small area flows:
  • G is the energy release rate
  • E the modulus of elasticity and a an existing defect size
  • ⁇ is the largest principal normal stress
  • Y is a parameter that takes into account the influence of a multi-axis stress state and the component geometry.
  • the determining factors for the crack resistance are the phase volume fractions.
  • the specific plastic deformation work ⁇ pl essentially depends on the material and can be determined from the experimental investigation of fracture surfaces.
  • the dimple fracture surfaces characteristic of the crack formed in small-area flow are measured, and from this the specific one
  • the changes in the crack resistance of the material due to changing phase volume fractions of e.g. Austenite and ferrite, temperature differences and amounts of precipitates can advantageously be used to estimate the dimple height and the yield stress.
  • the computational model constantly changes the thermodynamic state of the entire strand, such as changes in the surface temperature, the mean temperature, the shell thickness, by solving the heat conduction equation and solving an equation that describes the phase conversion kinetics, and the cooling of the strand is dependent on the calculated one Value of at least one of the thermodynamic state variables set, the strand thickness and the chemical analysis of the metal and the continuously measured casting speed being taken into account for the simulation.
  • the computing model which includes the formation of a specific time and temperature-dependent structure of the metal, it is possible to determine the variables of the continuous casting process that influence the microstructure, such as the amount of coolant to be applied to the strand surface , the chemical analysis of the metal and the local temperature history of the strand. In this way, a desired microstructure in the broadest sense (grain size, phase formation, excretions) can be achieved in the region of the strand near the surface.
  • a continuous phase conversion model of the metal is preferably integrated into the computing model, in particular according to Avrami.
  • the Avrami equation describes all diffusion-controlled conversion processes for the respective temperature under isothermal conditions.
  • ferrite, pearlite and bainite fractions can be set in a targeted manner in steel continuous casting, etc. also taking into account a holding time at a certain temperature.
  • the method is characterized in that thermal computational changes in the entire strand, such as changes in surface temperature, mean temperature, shell thickness, are solved by solving the heat conduction equation and solving an equation describing the excretion kinetics, in particular non-metallic and intermetallic precipitations, and the cooling of the strand is set as a function of the calculated value of at least one of the thermodynamic state variables, the strand thickness and the chemical analysis of the metal and the continuously measured casting speed being taken into account for the simulation, the excretion kinetics due to free phase energy and nucleation and use of thermodynamic basic variables being advantageous , in particular Gibb's energy, and the germ growth according to Zener is integrated in the calculation model.
  • Structural quantity relationships in equilibrium states are expediently also integrated into the computational model according to multi-component system diagrams, in particular according to the Fe-C diagram.
  • Grain growth properties are preferably integrated in the computing model, in particular taking into account recrystallization of the metal.
  • a dynamic and / or delayed and / or post-recrystallization ie a recrystallization that takes place later in an oven, are taken into account in the calculation model.
  • variable of the continuous casting which influences the microstructure formation a thickness reduction which takes place during the conveying of the strand before and / or after solidification of the strand is set on-line in addition to the specific amount of coolant acting on the strand, so that thermodynamic rolling, for example high-temperature rolling, also takes place during the continuous casting.
  • thermodynamic rolling with a surface temperature greater than A c3 can be taken into account.
  • the mechanical state such as the deformation behavior
  • the mechanical state is preferably also constantly included in the calculation model by solving further model equations, in particular by solving the thermal conductivity equation.
  • a preferred embodiment is characterized in that phase components defined in terms of quantity are set by applying specific strand coolant quantities calculated on-line before and / or after the strand has solidified.
  • a defined structure is expediently set by applying an on-line strand deformation calculated before and / or after the strand has solidified, which causes the structure to recrystallize.
  • An advantageous variant of the method according to the invention is characterized in that the specific strand coolant quantity calculated for the final casting of the continuous casting with setting of a phase component of the strand defined in terms of quantity is set after solidification of the strand in the end region of a secondary cooling zone in a cooling zone causing increased cooling.
  • the calculation model to be used according to the invention allows all transformation temperatures and data to be used for the prediction and Calculate the description of the transformation processes for the phase fractions ferrite, pearlite, bainite and martensite are necessary.
  • X is the proportion of the converted phase and b and n are parameters which are dependent on the nucleation and the growth of the phase formed. These parameters b and n are dependent on the analysis and can be determined by dilatometer tests.
  • the Avrami equation can be used to calculate the start and end times as well as the temperature for the ferrite, pearlite and bainite transformation under isothermal conditions.
  • t s (T) means a virtual start time of the conversion at a temperature T in accordance with the amount actually converted.
  • the temperature is defined as a function of time. Since the calculated conversion or excretion share according to Avrami no information about gives the actual microstructure / quantity ratios, but only shows whether and how the equilibrium state is reached, the conversion fractions are related to the equilibrium lines from the iron / carbon diagram and also taken into account in the calculation model to determine the microstructure proportion.
  • ⁇ G chem ⁇ G 0 A1N - R - T - (ln ⁇ ln;)
  • G ° AIN is the standard Gibb energy for the formation of A1N,] ° A ° [ the molar fraction of aluminum in the austenite volume and] ⁇ ⁇ mean nitrogen content.
  • the nucleation rate can be calculated as follows:
  • S is the density of nucleation in austenite.
  • ⁇ is the austenite / AIN interface energy.
  • k ß is the Boltzmann constant and D AI is the expansion capacity of aluminum in austenite.
  • the calculation process takes place in two main stages. In the first stage the number of currently formed germs is determined and in the second stage the growth of all previously formed excretions is calculated.
  • FIGS. 1 and 2 serve to explain the invention further.
  • a steel strand 1 is formed from a molten steel 2 with a specific chemical composition by casting in a continuous mold 3.
  • the molten steel 2 is poured from a ladle 4 via an intermediate vessel 5 and one from the intermediate vessel 5 into the continuous mold 3 by means of a pouring tube 6 extending below the casting level formed in the continuous mold 3.
  • strand guide rollers 7 are provided for supporting the steel strand 1, which still has a liquid core 8 and initially only a very thin strand shell 9.
  • the steel strand 1 emerging from the continuous mold with a straight axis is deflected in a bending zone 10 into a circular arc path 11 and is also supported in this by strand guide rollers 7.
  • a straightening zone 12 following the circular arc path 11 the steel strand 1 is again straightened and conveyed out via an outfeed roller table or directly reduced in thickness, e.g. by means of an on-line mill stand 13.
  • the steel strand 1 To cool the steel strand 1, the latter is cooled directly or indirectly - via strand guide rollers 7 provided with internal cooling, so that a certain temperature can be set on its surface to a certain depth range.
  • the steel strand 1 is supplied with the amount of coolant necessary for the desired structure of the steel strand 1 via a closed or open control circuit by means of a computer 14.
  • Machine data m the format f of the steel strand 1, material data, such as the chemical analysis St Ch of the molten steel 2, the pouring state z, the pouring speed v, the molten steel temperature t f i at which the molten steel 2 enters the continuous mold 3, as well as the desired structure ⁇ / ⁇ and, if appropriate, a deformation w of the steel strand 1, which on the way of Strand guidance is performed, entered.
  • This deformation can also be given, for example, by straightening the steel strand 1 in the straightening zone 12.
  • thermo-mechanical calculation model that takes into account the crack sensitivity of the structure and the cracking energy stored in the structure of the structure, and on the basis of a thermo-mechanical calculation model that enables the temperature analysis based on the solution of the heat conduction equation, a target water quantity Q s calculated, etc. due to the current, already applied amount of water Q A , which is also entered into the computer.
  • the current temperature T A calculated by the thermomechanical calculation model and the calculated current temperature Stress field G is fed to the fracture-mechanical calculation model, which continuously calculates the target temperature Ts, a crack formation indicator D, the desired casting speed v s , and any other desired values that influence the continuous casting.
  • a solution of the heat conduction equation using a process computer is state of the art and e.g. dealt with in detail in DE-C2 - 44 17 808 for continuous casting.
  • the finite difference method with Lagrangian description is given as one way of solving the heat conduction equation.
  • a metallurgical is additionally
  • Temperature TA is fed on-line to the fracture-mechanical calculation model, and this continuously calculates the desired phase components a s , ⁇ s for the metallurgical one
  • thermo-mechanical calculation model that calculates the target temperature Ts, based on which the thermo-mechanical calculation model calculates and automatically sets the target water quantity Q s for the individual strand cooling sections.

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Abstract

Bei einem Verfahren zum Stranggießen eines Metallstranges, 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, wobei zur Ausbildung eines bestimmten Gefüges im gegossenen Strang das Stranggießen unter Zugrundelegung eines die Belastung des Metalls während des Gießens und während des dabei stattfindenden Erstarrungsprozesses beschreibendes thermomechanisches Rechenmodell, mit dem on-line der Belastungszustand des Stranges berechnet wird, durchgeführt wird und die Werkstoffbelastung 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, wird zur Ausbildung eines bestimmten rissfreien Gefüges ein die Rissempfindlichkeit des Gefüges und die in der Struktur des Gefüges gespeicherte Rissbildungsenergie beschreibendes Rechenmodell eingesetzt.

Description

COMPUTER-GESTEUERTES VERFAHREN ZUM STRANGGIESSEN EINES METALLSTRANGES
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Stranggießen eines Metallstranges, insbesondere eines Stahlstranges, wobei ein Strang aus einer gekühlten Durchlaufkokille ausgezogen, in einer der Durchlaufkokille nachgeordneten Strangstutzeinnchtung gestützt und mit Kühlmittel gekühlt sowie gegebenenfalls dickenreduziert wird, wobei zur Ausbildung eines bestimmten Gefuges im gegossenen Strang das Stranggießen unter Zugrundelegung eines die Belastung des Metalls während des Gießens und während des dabei stattfindenden Erstarrungsprozesses beschreibendes thermomechanisches Rechenmodell, mit dem on-line der Belastungszustand des Stranges berechnet wird, durchgeführt wird und die Werkstoffbelastung 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.
Ein Verfahren dieser Art ist aus der AT 409.352 B bekannt. Mit diesem Verfahren ist es möglich, als Zielvorgabe die Ausbildung eines gewünschten Gefuges des Metalls vorgeben zu können, und zwar für Metalle unterschiedlicher chemischer Zusammensetzung sowie beim Stahlstranggießen für sämtliche zu gießende Stahlqualitäten bzw. Stahlgüten. Insbesondere ist es möglich, eine bestimmte Ferrit-Perlit-Struktur einzustellen und/oder Ausscheidungen, wie Aluminiumnitrid, an den Korngrenzen zu vermeiden.
In der Arbeit von K. Schwertfeger; Rissanfälligkeit von Stählen beim Stranggießen und Warmumformen, Stahl und Eisen, 1994 wird dargestellt, dass bei der Rissbildung in Stranggießprodukten im wesentlichen zwei Rissformen, dominieren. Ein interdendritisch verlaufender Riss und ein im Austenitgefüge interkristallin verlaufender Riss.
In der Arbeit von Chimani et.al.; Micromechanical Investigation of the Hot Ductility Behavior of Steel, ISU Int. Vol. 39, No. 11, 1999, wird gezeigt, dass für den interkristallinen Risstyp nur eine sehr stark lokalisierte plastische Derfomation des Werkstoffs vor und bei der Rissentstehung vorliegt. Dies bildet die Grundlage dafür, dass bei einer bruchmechanischen Beschreibung der Rissentstehung von einem Kleinbereichsfließen ausgegangen werden kann, siehe z.B. J. Lemaitre; A Course on Damage Mechanics, Springer- Verlag, 1992
Bisher entspricht es dem Stand der Technik, dass für die Bewertung der produzierten Produktqualität, wie z.B. für die Bewertung einer Bildung von Oberflächenrissen, nur der statistische Einfluss von Prozessparametern genutzt wird. Die Erfindung bezweckt eine Weiterentwicklung eines Verfahrens gemäß der AT 409.352 B, nämlich dahingehend, dass es möglich ist, als Zielvorgabe die Unterdrückung einer Rissentstehung vorgeben zu können bzw. die Entstehung von Rissen zu identifizieren, und zwar für Metalle unterschiedlicher chemischer Zusammensetzung beim Stranggießen, insbesondere für sämtliche strangzugießende Stahlqualitäten bzw. Stahlgüten. Weiters soll es möglich sein, eine bestimmte Struktur einzustellen und eine Überlagerung von kritischen Belastungen und rissempfindlichen Gefügezuständen zu vermeiden.
Diese Aufgabe wird bei einem Verfahren der eingangs beschriebenen Art dadurch gelöst, dass zur Ausbildung eines bestimmten rissfreien Gefuges ein die Rissempfindlichkeit des Gefuges und die in der Struktur des Gefuges gespeicherte Rissbildungsenergie beschreibendes Rechenmodell eingesetzt wird.
Somit werden on-line-dynamisch die örtlich und zeitlich variierenden, auf den Werkstoff wirkenden thermomechanischen Lasten mitgerechnet und daraus die bei Risswachstum freiwerdende Energiefreisetzungsrate G bestimmt. Die berechnete Energiefreisetzungsrate wird mit dem für den gegebenen Werkstoff und dessen Gefügestruktur charakteristischen Risswiderstand R des Werkstoffs verglichen und somit eine lokale Schädigung vorhergesagt. Wird eine kritische Energiefreisetzungsrate errechnet, kann durch Anpassung von z.B. der Kühlung und oder des Gefuges und/oder der mechanischen Lasten dynamisch reagiert , werden. Diese Maßnahmen können zusätzlich zu den Maßnahmen, die gemäß der AT 409.352 B gesetzt werden, ergriffen werden.
Ein bevorzugtes Verfahren zum Stranggießen eines Metallstranges, insbesondere eines Stahlstranges, wobei ein Strang aus einer gekühlten Durchlaufkokille ausgezogen, in einer der Durchlaufkokille nachgeordneten Strangstützeinrichtung gestützt und mit Kühlmittel gekühlt sowie gegebenenfalls dickenreduziert wird, wobei zur Ausbildung eines bestimmten Gefuges im gegossenen Strang das Stranggießen unter on-line Berechnung unter Zugrundelegung eines die Ausbildung des bestimmten Gefuges des Metalles beschreibenden thermomechanischen und metallurgischen Rechenmodells durchgeführt wird und die Werkstoffbelastung und die Gefügeausbildung 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, ist dadurch gekennzeichnet, dass zur Ausbildung eines bestimmten rissfreien Gefuges ein die Rissempfindlichkeit des Gefuges und die in der Struktur des Gefuges gespeicherte Rissbildungsenergie beschreibendes Rechenmodell eingesetzt wird. Vorzugsweise ist in das Rechenmodell ein auf der Bruchmechanik von Metallen basierendes Modell, insbesondere ein Modell für Risswachstum unter Kleinbereichsfließen, integriert.
Mit dem Konzept des Kleinbereichsfließens beschreibt man in allgemeiner Form ein Risswachstum, bei dem nur ein geringer Volumsanteil um die Rissufer plastisch verformt wird. Durch die Berücksichtigung der aus diesem Konzept stammenden Gleichungen können die für ein Risswachstum bestimmenden Triebkräfte, nämlich die Energiefreisetzungsrate, aus den thermomechanischen Belastungen bestimmt werden. Der der Energiefreisetzungsrate entgegenstehende Risswiderstand ist ein vom Werkstoffgefüge, den mechanischen Eigenschaften und den Phasenanteilen abhängiger Werkstoffparameter, der sich aus der stereographischen Auswertung von Bruchoberflächen bestimmen lässt. Durch die Verwendung dieses Modells kann man beim Erreichen einer kritischen Energiefreisetzungsrate entsprechend auf den Gießprozess reagieren und entweder durch eine Reduktion der mechanischen Lasten oder durch die Einstellung eines Gefuges mit höherem Risswiderstand eine Rissbildung vermeiden. Bei einer Überschreitung der kritischen Energiefreisetzungsrate kann der Ort der Rissausbreitung bestimmt und an ein Qualitätskontrollsystem weitergeleitet werden.
Mit dem erfindungsgemäß zu verwendenden Rechenmodell lassen sich aufgrund einer vorgegebenen Stahlanalyse, der Phasenvolumensanteile, der aufgebrachten Deformation und der Temperaturgeschichte, die zur Beschreibung einer Rissbildung notwendigen Größen, wie die Energiefreisetzungsrate und der Risswiderstand, berechnen.
Hierfür werden zweckmäßig zunächst aus den aufgebrachten Lasten die Spannungs- Dehnungszustände an der Oberfläche des Strangs und im Stranginneren berechnet. Mit grundlegenden kontinuumsmechanischen Methoden lässt sich für Kleinbereichsfließen eine Grundgleichung für die Energiefreisetzungsrate bei Risswachstum abschätzen:
E worin G die Energiefreisetzungsrate, E der Elastizitätsmodul und a eine vorhandene Defektgröße bedeuten, σ ist die größte Hauptnormalspannung und Y ist ein Parameter, der den Einfluss eines mehrachsigen Spannungszustandes und der Bauteilgeometrie berücksichtigt.
Der Widerstand, den der Werkstoff der Rissausbreitung entgegenhält, kann mit folgender Gleichung ermittelt werden: R = 2y0 + 2ypl , worin R der Risswiderstand ist, γ0 die spezifische Oberflächenenergie und γpι die zur Erzeugung einer Rissoberfläche notwendige spezifische plastische Verformungsarbeit sind.
Die Bedingung für die Rissbildung ergibt sich daraus als G ≥ R
Bestimmender Faktor für den Risswiderstand sind die Phasenvolumsanteile.
Die spezifische plastische Verformungsarbeit γpl ist im wesentlichen vom Werkstoff abhängig und lässt sich aus der experimentellen Untersuchung von Bruchoberflächen ermitteln. Dabei werden die für den bei Kleinbereichsfließen gebildeten Riss charakteristischen Dimpelbruchflächen vermessen und daraus die spezifische
Verformungsarbeit berechnet. γpl ≡ 2S - σm - h wobei σm die mittlere Fließspannung des Werkstoffs, S ein Parameter, der sich aus der Dimpelform ergibt, und h die Dimpeltiefe sind. Somit ist es möglich, den Risswiderstand auch rein experimentell zu bestimmen.
Da γo gegenüber γpι vernachlässigt werden kann, ist damit der Risswiderstand R bestimmt.
Die Veränderungen des Risswiderstands des Werkstoffs durch wechselnde Phasenvolumsanteile von z.B. Austenit und Ferrit, Temperaturunterschiede und Mengen an Ausscheidungen können vorteilhaft zur Abschätzung der Dimpelhöhe und der Fließspannung verwendet werden.
Gemäß einer bevorzugten Ausführungsform werden 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 und 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. Durch die erfindungsgemäße Koppelung der Berechnung der Temperatur des Stranges mit dem Rechenmodell, das die Ausbildung eines bestimmten zeit- und temperaturabhängigen Gefuges des Metalles beinhaltet, ist es möglich, die Variablen des Stranggießverfahrens, die die Gefügeausbildung 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.
Vorzugsweise ist in das Rechenmodell ein kontinuierliches Phasen-Umwandlungsmodell des Metalles integriert, insbesondere nach Avrami.
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.
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.
Zweckmäßig werden auch Gefügemengenverhältnisse in Gleichgewichtszuständen gemäß Mehrstoffsystem-Diagrammen, insbesondere gemäß Fe-C-Diagramm, in das Rechenmodell integriert.
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.
Vorzugsweise wird als die Gefügeausbildung beeinflussende Variable des Stranggießens eine während des Ausfördems 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 Ac3 berücksichtigt werden können.
Weiters wird vorzugsweise mit dem Rechenmodell auch der mechanische Zustand, wie das Verformungsverhalten, durch Lösen weiterer Modellgleichungen, insbesondere durch Lösen der Wärmeleitgleichung ständig mitgerechnet.
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.
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 Gefuges bewirkt, eingestellt.
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.
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.
Das erfindungsgemäß zu verwendende Rechenmodell läßt aufgrund einer vorgegebenen chemischen Analyse des Stahls, der Austenitkorngröße 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.
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/Kohlenstoff-Diagramms).
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.
X = 1 - exp(-b-tn)
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.
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).
X(t) = J s(τ [l-exp(-b-tn)] -dt
wobei ts(T) eine virtuelle Beginnzeit der Umwandlung bei einer Temperatur T in Übereinstimmung zur tatsächlich umgewandelten Menge bedeutet.
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).
ΔGchem = Δ G0 A1N - R - T - (ln χ ln ; )
wobei G°AIN die Standard Gibb'sche Energie für die Bildung von A1N, ] ° A ° [ der Molanteil von Aluminium im Austenitvolumen und ]ζ~ der Durchschnittsstickstoffgehalt bedeuten. Die Keimbildungsrate läßt sich wie folgt berechnen:
ΔG„ I = S • DAI • XAI • exp ?\
worin S die Dichte der Keimbildung im Austenit bedeutet.
Figure imgf000010_0001
gibt die Bedingung für die Keimbildung wieder. Hierin ist σ die Austenit/AIN- Grenzflächenenergie. kß ist die Boltzmannkonstante und DAI das Ausbreitungsvermögen von Aluminium in Austenit.
Das Keimwachstum wird nach Zener berücksichtigt (z.B. abgehandelt in J.S. Kirkaldy, "Diffusion in the Condensed State", The Universities Press, Belfast, 1985).
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.
Zur weiteren Erläuterung der Erfindung dienen die beiliegenden Figuren 1 und 2. Gemäß Fig. 1 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.
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.
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.
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 StCh der Stahlschmelze 2, der Gießzustand z, die Gießgeschwindigkeit v, die Flüssigstahltemperatur tfi, mit der die Stahlschmelze 2 in die Durchlaufkokille 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.
In dem Rechner 14 wird anhand eines bruchmechanischen Rechenmodells, das die Rissempfindlichkeit des Gefuges und die in der Struktur des Gefuges gespeicherte Rissbildungsenergie berücksichtigt, und anhand eines thermo-mechanischen Rechenmodells, das die Temperaturanalyse aufgrund der Lösung der Wärmeleitungsgleichung ermöglicht, eine Soll-Wassermenge Qs errechnet, u.zw. aufgrund der aktuellen, bereits aufgebrachten Wassermenge QA, die ebenfalls in den Rechner eingegeben wird. Die vom thermomechanischen Rechenmodell errechnete aktuelle Temperatur TA und das errechnete aktuelle Spannungsfeld G werden dem bruchmechanischen Rechenmodell zugeführt und dieses errechnet laufend die Soll-Temperatur Ts, einen Rissbildungsindikator D, die gewünschte Gießgeschwindigkeit vs, sowie ggf. gewünschte weitere, das Stranggießen beeinflussende Werte.
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.
Gemäß der in Fig. 2 dargestellten Ausführungsform wird zusätzlich ein metallurgisches
Rechenmodell für den Rechner 14 herangezogen, das die Phasenumwandlungskinetik und
Keimbildungskinetik berücksichtigt. Weiters berücksichtigt das metallurgische
Rechenmodell die aktuelle Stahlanalyse Steh, um unterschiedlichem Werkstoffverhalten gerecht zu werden. Die durch das thermo-mechanische Rechenmodell errechnete aktuelle
Temperatur TA wird on-line dem bruchmechanischen Rechenmodell zugeführt, und dieses errechnet laufend die gewünschten Phasenanteile as , γs für das metallurgische
Rechenmodell, das die Soll-Temperatur Ts errechnet, aufgrund der das thermo-mechanische Rechenmodell die Soll-Wassermenge Qs für die einzelnen Strangkühlungsabschnitte errechnet und automatisch einstellt.

Claims

Patentansprüche:
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, wobei zur Ausbildung eines bestimmten Gefuges im gegossenen Strang das Stranggießen unter Zugrundelegung eines die Belastung des Metalls während des Gießens und während des dabei stattfindenden Erstarrungsprozesses beschreibendes thermomechanisches Rechenmodell, mit dem on-line der Belastungszustand des Stranges berechnet wird, durchgeführt wird und die Werkstoffbelastung 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, dadurch gekennzeichnet, dass zur Ausbildung eines bestimmten rissfreien Gefuges ein die Rissempfindlichkeit des Gefuges und die in der Struktur des Gefuges gespeicherte Rissbildungsenergie beschreibendes Rechenmodell eingesetzt wird.
2. 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, wobei zur Ausbildung eines bestimmten Gefuges im gegossenen Strang das Stranggießen unter on-line Berechnung unter Zugrundelegung eines die Ausbildung des bestimmten Gefuges des Metalles beschreibenden thermomechanischen und metallurgischen Rechenmodells durchgeführt wird und die Werkstoffbelastung und die Gefügeausbildung beinflussende Variable des Stranggießverf ahrens, wie zum Beispiel die zur Kühlung des Stranges vorgesehene spezifische Kühlmittelmenge, on-line-dynamisch, d.h. während des laufenden Gießens, eingestellt werden, dadurch gekennzeichnet, dass zur Ausbildung eines bestimmten rissfreien Gefuges ein die Rissempfindlichkeit des Gefuges und die in der Struktur des Gefuges gespeicherte Rissbildungsenergie beschreibendes Rechenmodell eingesetzt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass in das Rechenmodell ein auf der Bruchmechanik von Metallen basierendes Modell, insbesondere ein Modell für Risswachstum unter Kleinbereichsfließen, integriert ist.
4. Verfahren nach Anspruch 1, 2 oder 3, dadurch gekennzeichnet, dass mit dem Rechenmodell aufgrund einer vorgegebenen Metallanalyse, vorzugsweise Stahlanalyse, sowie aufgrund der Phasenvolumsanteile, der aufgebrachten Deformationen und der Temperaturgeschichte, die zur Bechreibung einer Rissbildung notwendigen Größen, wie die Energiefreisetzungsrate und der Risswiderstand, berechnet werden.
5. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, dass mit dem Rechenmodell zunächst aus auf den Strang von außen aufgebrachten Lasten die Spannungs-Dehnungszustände an der Oberfläche des Stranges und im Stranginneren berechnet werden, worauf mit Hilfe einer Grundgleichung für die Energiefreisetzungsrate bei Risswachstum mit Kleinbereichsfließen abgeschätzt wird, wobei die Grundgleichung lautet:
G = Y^- E hierin ist:
G die Energiefreisetzungsrate,
E der Elastizitätsmodul, a eine vorhandene Defektgröße σ die größte Hauptnormalspannung und
Y ein Parameter, der den Einfluss eines mehrachsigen Spannungszustandes und die
Bauterilgeometrie berücksichtigt; dass weiters der Widerstand, den das Metall der Rissausbreitung entgegenhält, gemäß der
Gleichung
R = 2γ0 +2γpl
bestimmt wird, worin
R der Risswiderstand γ0 die spezifische Oberflächenenergie und γpl die zur Erzeugung einer Rissoberfläche notwendige spezifische plastische
Verformungsarbeit sind, worauf G mit R verglichen wird und bei Überschreiten des R Wertes durch den G Wert oder bei Gleichheit dieser Werte korrigierend in das Stranggießverfahren eingegriffen wird.
6. Verfahren nach Anspruch 5, dadurch gekennzeichnet, daß zur Bestimmung der spezifischen plastischen Verformungsarbeit γpl experimentelle Untersuchungen von
Dimpel-Bruchoberflächen durch Vermessen von bei Kleinbereichsfließen gebildeten Rissen herangezogen werden, u.zw. gemäß der Gleichung γpl ≡ 2S - σm - h
wobei σm die mittlere Fließspannung des Werkstoffs, S ein Parameter, der sich aus der Dimpelform ergibt, und h die Dimpeltiefe sind.
7. Verfahren nach Anspruch 6, dadurch gekennzeichnet, daß die Dimpeltiefe aufgrund von wechselnden Phasen volumsanteilen von z.B. Austenit und Ferrit, aufgrund von Temperaturunterschieden und aufgrund von Ausscheidungsmengen abgeschätzt wird.
8. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, 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.
9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß in das Rechenmodell ein kontinuierliches Phasen-Umwandlungsmodell des Metalles integriert ist, insbesondere nach Avrami.
10. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 9, 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.
11. Verfahren nach Anspruch 10, 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 sind.
12. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 11, dadurch gekennzeichnet, daß auch Gefügemengenverhältnisse in Gleichgewichtszuständen gemäß Mehrstoffsystem-Diagrammen, insbesondere gemäß Fe-C-Diagramm, in das Rechenmodell integriert sind.
13. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß in das Rechenmodell Komwachstumseigenschaften, insbesondere unter Berücksichtigung von Rekristallisation des Metalles, integriert sind.
14. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 13, dadurch gekennzeichnet, daß als die Gefügeausbildung beeinflussende Variable des Stranggießens eine während des Ausfördems des Stranges stattfindende Dickenreduktion vor und/oder nach Durcherstarrung des Stranges zusätzlich zur den Strang beaufschlagenden spezifischen Kühlmittelmenge on-line eingestellt wird.
15. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 14, dadurch gekennzeichnet, daß mit dem Rechenmodell auch der mechanische Zustand, wie das Verformungs verhalten, durch Lösen weiterer Modellgleichungen, insbesondere durch Lösen der Wärmeleitgleichung, ständig mitgerechnet wird.
16. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 15, dadurch gekennzeichnet, daß mengenmäßig definierte Phasenanteile durch Aufbringen on-line errechneter spezifischer Strang-Kühlmittelmengen vor und/oder nach der Durcherstarrung des Stranges eingestellt werden.
17. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 16, 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 Gefuges bewirkt, eingestellt wird.
18. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 17, 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.
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