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Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Stranggiessen eines Metallstranges, insbesondere eines Stahlstranges, wobei ein Strang mit von einer Strangschale eingeschlossenem flüssigem Kern aus einer gekühlten Durchlaufkokille ausgezogen, in einer der Durchlaufkokille nachgeordneten Strangstützeinrichtung gestützt und mit Kühlmittel gekühlt wird, wobei eine thermodynamische Zustandsänderung der Oberflächentemperatur des Stranges in einem mathematischen Simulationsmodell durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung ständig mitgerechnet wird und die Kühlung des Stranges in Abhängigkeit des errechneten Wertes eingestellt wird.
Es ist eine beim Stranggiessen bekannte Anforderung, die Kühlung eines kontinuierlich gegossenen Stranges derart einzustellen, dass die Strangoberflächentemperatur vorgegebenen Werten, die gegebenenfalls vom Alter eines Querschnittselementes des Stranges abhängen, möglichst nahekommt. Dies ist insbesondere bei Strangverzögerungen und/oder Strangbeschleunigungen von besonderer Bedeutung.
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 Strangmatenals, 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.
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.
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.
All diese bekannten Verfahren ermöglichen Korrekturen der Kühlmittelmengen, 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
Die Erfindung bezweckt die Vermeidung dieser Nachteile und Schwierigkeiten und stellt sich die Aufgabe, ein Verfahren der eingangs beschriebenen Art derart weiterzubilden, dass thermodynamische Zustandsänderungen des Stranges mit grosser Genauigkeit berücksichtigt werden können, so dass durch solche thermodynamische Zustandsänderungen verursachte Nachteile, die z. B. für Innenrisse oder Kantenrisse verantwortlich sind, zuverlässig vermieden werden können.
Insbesondere sollen bei instationären Giessbedingungen die Oberflächentemperaturen nur wenig von den metallurgisch erforderlichen Sollwerten abweichen, d. h. eine Korrektur unmittelbar noch vor Auftreten eines Nachteiles durchführbar sein, wobei Temperaturmessungen am Strang vermeidbar sind.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäss dadurch gelöst, dass thermodynamische Zustandsänderungen des gesamten Stranges, wie Änderungen der Mittentemperatur, der Schalenstärke und auch der mechanische Zustand, wie das Verformungsverhalten, etc., in dem Simulationsmodell ständig mitgerechnet werden, wobei für die Simulation die Strangdicke, die chemische Analyse des Metalles, die ständig gemessene Giessgeschwindigkeit sowie die auf einzelne Strangquerschnittselemente des Stranges je Zeit- und/oder Wegeinheit seit deren Entstehung in der Kokille bereits eingewirkt habende Kühlmittelmenge und vorzugsweise die auf die einzelnen Strangquerschnittselemente geplant aufzubringende Kühlmittelmenge berücksichtigt werden.
Dadurch, dass erfindungsgemass ständig eine echte Simulation der thermodynamischen Zustandsänderungen des Stranges durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung erfolgt, lässt sich
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augenblicklich die Kühlung des Stranges in Abhängigkeit des errechneten Wertes der thermodynamischen Zustandsgrössen korrigieren. Erfindungsgemäss wird also nicht eine gemessene Giessgeschwindigkeit mit einer optimalen Giessgeschwindigkeit verglichen und aus dieser Abweichung eine Steuerung der Kühlung für den Strang durchgeführt, sondern wird aufgrund einer ständig zur Verfügung stehenden Lösung der Wärmeleitungsgleichung, d. h. des augenblicklichen Temperaturfeldes, ein ungenügender oder übermässiger Wärmetransport sofort transparent und durch Regelung der Kühlmittelmenge verhindert.
Aus dem Aufsatz "On the real time control of the secondary cooling in the continuous casting process", Verfasser Laitinen-E., Neittaanmaki-P., Herausgeber Technical Research Centre of Findland, Vuorimiehentie 5 SF-02150 Espoo, Finland, Vol. 8812-72-0658, Seiten 305 bis 317, ist es bekannt, in einem mathematischen Simulationsmodell durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung eine thermodynamische Zustandsänderung der Oberflächentemperatur des Stranges ständig mitzurechnen und die Kühlung des Stranges in Abhängigkeit der errechneten Werte einzustellen. Eine Berücksichtigung thermodynamischer Zustandsänderungen für weitere Parameter ist aus diesem Dokument nicht zu entnehmen.
Gemäss einer bevorzugten Ausführungsform wird erfindungsgemäss die Kühlung des Stranges in Abhängigkeit von unterschiedlichen Zielfunktionen, wie der Schalenstärke, Oberflächentemperatur, Mittentemperatur, Kantenbereichstemperatur, Energieinhaltsoptimierung und Sumpfspitzenposition, die als Führungsgrössen der Regelung der Kühlung nach betrieblichen Anforderungen ausgewählt und gewichtet werden, eingestellt. Hierdurch gelingt es, einzelne Zielfunktionen in den Vordergrund zu rücken oder überhaupt alleine zu berücksichtigen (wenn beispielsweise die anderen Zielfunktionen mit Null gewichtet werden), so dass die tatsächlich für Nachteile verantwortlichen Zielfunktionen - beispielsweise die Kantenbereichstemperatur für kantenrissempfindliche Stähle optimal berücksichtigt werden können.
Selbstverständlich ist auch eine Kombination zweier oder mehrerer unterschiedlicher Zielfunktionen mit jeweils unterschiedlicher Gewichtung zur Berücksichtigung mehrerer Nachteile für den Strang bewirkender Faktoren möglich
Zweckmässig werden in Abhängigkeit von betrieblichen Anforderungen Gewichtungsänderungen der Zielfunktionen und/oder Wechsel zwischen den Zielfunktionen unter Einhaltung bestimmter Grenzwerte für die Einstellung der Kühlung des Stranges in automatischer Weise mit Hilfe des Simulationsmodells durchgeführt, so dass je nach Anforderung an den Strang stets optimale Ergebnisse erzielbar sind. Beispielsweise können beim Sequenzgiessen von Metallen mit unterschiedlichen Eigenschaften jene Zielfunktionen unmittelbar berücksichtigt werden, die jeweils für die Einhaltung optimaler Strangqualitäten der unterschiedlichen Metalle verantwortlich sind.
Vorteilhaft wird für die Simulation die Strangbreite berücksichtigt, wodurch es möglich ist, den unterschiedlichen Anforderungen für unterschiedliche Strangbreiten gerecht zu werden.
Da die Ausgangsgiesstemperatur des Metalles auf sein Erstarrungsverhalten und die nachfolgenden thermodynamischen Zustandsänderungen Einfluss hat, wird vorteilhaft für die Simulation die augenblickliche Temperatur des Metalles beim Eintritt in die Kokille berücksichtigt.
Zur Steigerung der Genauigkeit des Simulationsmodells wird vorzugsweise für die Simulation die augenblickliche Kühlmitteltemperatur, die das Kühlmittel vor dem Aufbringen auf den Strang aufweist, berücksichtigt.
Eine weitere Erhöhung der Genauigkeit lässt sich dadurch erzielen, dass zusätzlich für die Simulation die augenblickliche Wärmeabfuhr durch die in der Kokille vorgesehene Kühlung berücksichtigt wird.
Vorzugsweise wird als Führungsgrösse der die Kühlung des Stranges berücksichtigenden Zielfunktionen ein in Abhängigkeit von der augenblicklichen Schalenstärke gewählter Sollwert bestimmt, wobei vorzugsweise der Sollwert auch in Abhängigkeit von der augenblicklich gefahrenen Giessgeschwindigkeit sowie zweckmässig in Abhängigkeit des augenblicklichen Alters eines Strangquerschnittselementes bestimmt wird.
Zweckmässig wird zur Festlegung der für den Strang vorgesehenen Kühlmittelmenge die Einstellung der Kühlung mittels einer Fuzzy Logic-Regelung ermittelt.
Die Erfindung ist nachfolgend anhand eines in der Zeichnung dargestellten Ausführungsbeispieles einer Stahlstranggiessanlage näher erläutert, wobei Fig. 1 diese Stranggiessanlage in schematischer Seitenansicht veranschaulicht. Fig. 2 veranschaulicht den Zusammenhang zwischen Oberflächentemperatur, Schalenstärke und Kühlmittelmenge bei Änderung der Giessgeschwindig-
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keit.
Eine gekühlte Stranggiesskokille, die mit 1 bezeichnet ist, wird mit flüssigem Stahl 2, der aus einem Zwischengefäss 3 zugeführt wird, gespeist. Der sich in der Kokille 1 bildende, einen flüssigen Kern 4 und zunächst nur eine dünne Strangschale 5 aufweisende Strang 6 wird über eine bogenförmig ausgebildete Strangstützeinrichtung 7, die mit eng benachbarten Stützrollen 8 versehen ist in die Horizontale umgeleitet, wo er nach Durcherstarrung in Strangstücke vorbestimmter Länge unterteilt wird. Vorzugsweise sind die Stützrollen 8 knapp unterhalb der Kokille 1 in engeren Abständen angeordnet als an dem in Strangausziehrichtung liegenden Ende der Strangstützeinrichtung 7.
Der Abstand 9 von Achse zu Achse der Stützrollen 8, d. h. die Rollenteilung, kann kontinuierlich von der Kokille 1 bis zum Ende der Strangstützeinrichtung 7 zunehmen oder auch zonenweise abgestuft zunehmen.
Zur Kühlung des Stranges 6 sind entlang der Strangstützeinrichtung 7 Kühlmittel zuführende Düsen 10 vorgesehen, von denen in der Zeichnung nur solche an der Strangoberseite am Beginn der Strangstützeinnchtung 7 eingezeichnet sind. Jeweils mehrere Düsen 10 sind an eine gemeinsame Zuleitung 11 angeschlossen, wodurch die gemeinsam versorgten Düsen jeweils eine Kühlzone I, II,... bilden, entlang der der Strang 6 aus jeder dieser Düsen 10 mit gleicher Kühlmittelmenge versorgt wird.
In den Kühlmittelzufuhrleitungen 11 eingebaut ist jeweils ein Stellventil 12, dem eine Durchflussmesseinrichtung 13 nachgeordnet ist Jedes Stellventil 12 ist über ein Stellglied 14 verstellbar, das über einen von einem zentralen Prozessrechner 15 angesteuerten Regler 16 betätigbar ist. Von jeder Durchflussmesseinrichtung 13 erfolgt über eine Koppelung zum Prozessrechner 15 eine Eingabe an diesen über eine Eingabeeinheit 17 desselben. Alle Regler 16 stehen über eine Ausgabeeinheit 18 mit dem Prozessrechner 15 in Verbindung und werden von diesen angesteuert.
In die Eingabeeinheit 17 des Prozessrechners 15 können noch Werte der chemischen Zusammensetzung des zu vergiessenden Metalls, im vorliegenden Fall des Stahls 2, eingegeben werden.
Weiters werden hier noch Werte der ortsabhangigen Rollenteilung und Werte des ortsabhängigen ferrostatischen Druckes (unter Berücksichtigung der Dichte des zu vergiessenden Metalles) eingegeben. Weiters können die Strangdicke, die Strangbreite, die Sollgiessgeschwindigkeit und weitere Werte der Anlagengeometrie in die Eingabeeinheit 17 eingegeben werden.
Der Prozessrechner 15 errechnet die orts- und zeitabhängige Schalenstärke, wobei gemäss einem vereinfachten Modell die Schalenstärke nach der näherungsweisen Formel s = k . #t errechnet werden kann, wobei s die Schalenstärke und t das Strangalter an einer bestimmten Stelle des Stranges 6 und k einen konstanten Faktor darstellen. Nimmt man diese Formel zur Berechnung der Schalenstärke zu Hilfe, ergibt sich eine Abhängigkeit der Schalenstärke eines einzelnen Strangquerschnittselementes a, b, ..., n alleine von der Zeit, die das jeweilige Strangquerschnittselement a, b, n von seinem Entstehen in der Kokille 1 bis zu der Stelle, an der es augenblicklich gekühlt werden soll, benötigt hat.
Unter Zugrundelegung dieser Vereinfachung wird anstelle der Schalenstärke nur die Zeit, die eines von gedachten Strangquerschnittselementen a, b, ..., n vom Austritt aus der Kokille 1 bis zur entsprechenden Stelle an der Strangstützeinrichtung 7 benötigt, berücksichtigt.
Erfindungsgemäss erfolgt die Kühlung des Stranges 6 an einer bestimmten Stelle der Strangstützeinrichtung 7 unter Berücksichtigung thermodynamischer Zustandsänderungen des gesamten Stranges, d. h dessen einzelner Strangquerschnittselemente a, b, ..., n, durch Lösen der Wärmeleitungsgleichung mit Hilfe des Prozessrechners 15, der vorteilhaft für jedes der Strangquerschnittselemente a, b, ..., n die Warmeleitungsgleichung standig löst. Hierbei können berücksichtigt werden : die Oberflächentemperatur, die Mittentemperatur, die Schalenstärke sowie weiters der mechanische Zustand des gesamten Stranges, wie dessen Verformungsverhalten etc..
Die Wärmeleitungsgleichung (instationar, nicht linear und zweidimensional) lautet wie folgt.
EMI3.1
Hierin bedeuten
T die Temperatur, h die spezifische Enthalpie cp(T)dT,
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k (T) die Wärmeleitfähigkeit, p die Dichte und #/#t,#/#x,#/#y partielle Ableitungen nach der Zeit und nach dem Ort, wobei #t@#x@#y "x" und "y" die in einer senkrecht zur Stranglängsachse gerichteten Ebene liegenden
Koordinaten von Strangelementen sind.
Die Regelung der Kühlung des Stranges erfolgt in Abhängigkeit des vom Prozessrechner 15 errechneten Wertes mindestens einer der thermodynamischen Zustandsgrössen, wobei die in die Eingabeeinheit 17 des Prozessrechners 15 eingegebenen Werte, beispielsweise für die Strangdicke, die Strangbreite, die chemische Analyse des zu vergiessenden Stahles sowie die ständig gemessene Giessgeschwindigkeit berücksichtigt werden.
Anhand der Fig. 2 ist nachfolgend die Regelung auf "Schalenstärke" sowie nach Änderung der Zielfunktion die Regelung auf "Oberflächentemperatur" näher erläutert. In dem Diagramm der Fig. 2 zeigt die LinieI die gefahrene Giessgeschwindigkeit an, die zum Zwecke der Demonstration, beispielsweise eines Pfannenwechsels, von der optimalen Giessgeschwindigkeit, die z. B bei 1,6 m/min liegt, auf 0,8 m/min abgesenkt wird. Die Linie D gibt die durch den Prozessrechner 15 errechnete Oberflächentemperatur des Stranges in einer Kühlzone, die sich etwa 2,5 m unter dem Giessspiegel befindet, und die Linie III die vom Prozessrechner 15 errechnete Schalenstärke wieder, u. zw. ebenfalls etwa 2,5 m unterhalb des Giessspiegels. Linie IV gibt die vom Prozessrechner 15 errechnete Kühlmittelmenge an, die dann über die Regler 16 über die Stellglieder 14 eingestellt wird.
In den ersten zehn Minuten des Diagrammes Fig. 2 wird auf "Schalenstärke" geregelt, d. h. dass als Zielfunktion die Schalenstärke, die mit "1" gewichtet ist, ausgewählt ist, und alle anderen Zielfunktionen, wie Oberflächentemperatur, Mittentemperatur, Kantenbereichstemperatur, Energieinhaltoptimierung oder Sumpfspitzenposition, mit Null gewichtet sind.
Nach Ablauf von zehn Minuten wird ein Zielfunktionswechsel durchgeführt, d. h. es ist als neue Zielfunktion die Oberflächentemperatur herangezogen und mit 1 gewichtet, wogegen alle anderen Zielfunktionen mit Null gewichtet sind
Aus Fig. 2 ist zu erkennen, dass es vom Beginn der beiden Giessgeschwindigkeitsreduktionen an zu einem Schalenstärkenwachstum kommt. Dieses Wachstum dauert so lange an, bis die abge- senkte Giessgeschwindigkeit (0,8 m/min) wiederum erhöht wird ; der Erhöhung der Giessge- schwindigkeit beginnt die Schalenstärke wiederum zu schrumpfen, u. zw. auf den ursprünglichen Wert von 30 mm. Mit Beginn des Schalenwachstums wird entsprechend den vom Prozessrechner errechneten Werten die Kühlmittelmenge reduziert, u. zw. so lange, bis wiederum eine Reduktion der Schalenstärke stattfindet.
Durch das Schalenwachstum kommt es (bei Auswahl der Zielfunktion Schalenstärke) zunächst zu einem Absinken der Oberflächentemperatur und anschliessend zu einer beträchtlichen Steigerung derselben, nämlich bis etwa 995 C. Ganz anders ist der Verlauf der Oberflächentemperatur, wenn mit der Zielfunktion "Oberflächentemperatur" gearbeitet wird, also in den Minuten 10 bis 20 gemäss Diagramm Fig. 2. Es ist deutlich erkennbar, dass die Oberflächentemperatur in etwa konstant bleibt, obwohl es zu einem Wachstum der Schalenstärke beim Absinken der Giessgeschwindigkeit kommt. Erst beim Anheben der Giessgeschwindigkeit auf den ursprünglichen Wert von 1,6 m/min kommt es zu einem "Überschwingen" der Oberflächentemperatur, welches jedoch nur geringfügig ist.
Schon kurze Zeit nach Erreichen der ursprünglichen Giessgeschwindigkeit stellt sich wiederum die gewünschte Oberflächentemperatur ein.
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The invention relates to a method for continuous casting of a metal strand, in particular a steel strand, wherein a strand with a liquid core enclosed by a strand shell is pulled out of a cooled continuous mold, supported in a strand support device arranged downstream of the continuous mold and cooled with coolant, a thermodynamic change in the surface temperature of the surface Is continuously included in a mathematical simulation model by solving the heat conduction equation and the cooling of the strand is set depending on the calculated value.
It is a known requirement in continuous casting to adjust the cooling of a continuously cast strand in such a way that the strand surface temperature comes as close as possible to predetermined values, which may depend on the age of a cross-sectional element of the strand. This is particularly important in the case of line decelerations and / or line accelerations.
From AT-B - 300.238 a method for cooling a strand emerging from a continuous mold is known, the setpoints of the cooling water quantity depending on the chemical composition of the strand material, the solidification time and furthermore depending on the instantaneous integral value of the casting speed during the path of the strand up to the respective cooling zone, so that the strand surface temperature remains predeterminable.
Furthermore, it is known from DE-C - 25 42 290 to predefine a specific temperature profile in accordance with an optimal casting speed for which the coolant quantities for cooling the strand are set and during casting the measured real casting speed with the optimum casting speed to compare and to adjust the coolant quantities from deviations of the actual casting speed from the optimal casting speed.
From DE-A-2 344 438 it is known to determine the amount of coolant applied to an individual section during the casting by integrating the speed of individual strand sections over the running time and by simultaneously recording the time spent by a strand section and with a target amount to compare, in this way to determine so-called "residual coolant quantities" and to use this determination to keep the dwell time of individual strand sections constant in the entire cooling area.
All of these known methods enable corrections of the coolant quantities, which primarily depend on the casting speed, that is to say controls dependent on the casting speed, but the actual thermodynamic changes in the state of the strand are not taken into account.
The prior art therefore only takes into account trends - if there is a deviation of the actual casting speed from the casting speed for which the strand cooling is set - without however taking into account the actual conditions
The invention aims to avoid these disadvantages and difficulties and has the object to develop a method of the type described in such a way that thermodynamic changes in state of the strand can be taken into account with great accuracy, so that disadvantages caused by such thermodynamic changes in state, z. B. are responsible for internal cracks or edge cracks, can be reliably avoided.
In particular, in the case of unsteady casting conditions, the surface temperatures should deviate only slightly from the metallurgically required setpoints, ie. H. a correction can be carried out immediately before a disadvantage occurs, temperature measurements on the strand being avoidable.
According to the invention, this object is achieved in that thermodynamic changes in the state of the entire strand, such as changes in the mean temperature, shell thickness and also the mechanical state, such as the deformation behavior, etc., are constantly included in the simulation model, the strand thickness, the chemical, for the simulation Analysis of the metal, the continuously measured casting speed and the amount of coolant that has already acted on the individual strand cross-sectional elements of the strand per unit of time and / or distance since its formation in the mold and preferably the amount of coolant planned to be applied to the individual strand cross-section elements are taken into account.
The fact that, according to the invention, a real simulation of the thermodynamic changes in state of the strand takes place by solving the heat conduction equation can be done
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Correct the cooling of the strand immediately depending on the calculated value of the thermodynamic state variables. According to the invention, therefore, a measured casting speed is not compared with an optimal casting speed and the deviation is used to control the cooling of the strand, but instead is based on a solution of the heat conduction equation that is always available, ie. H. the current temperature field, an insufficient or excessive heat transfer immediately transparent and prevented by regulating the amount of coolant.
From the essay "On the real time control of the secondary cooling in the continuous casting process", author Laitinen-E., Neittaanmaki-P., Editor Technical Research Center of Findland, Vuorimiehentie 5 SF-02150 Espoo, Finland, Vol. 8812 -72-0658, pages 305 to 317, it is known in a mathematical simulation model, by solving the heat conduction equation, to constantly include a thermodynamic change in the surface temperature of the strand and to adjust the cooling of the strand as a function of the calculated values. This document does not take into account thermodynamic state changes for other parameters.
According to a preferred embodiment, the cooling of the strand is set according to different target functions, such as the shell thickness, surface temperature, middle temperature, edge area temperature, energy content optimization and bottom tip position, which are selected and weighted as reference variables for the regulation of the cooling according to operational requirements. This makes it possible to move individual target functions to the foreground or even to take them into account on their own (if, for example, the other target functions are weighted with zero), so that the target functions that are actually responsible for disadvantages - for example, the edge area temperature for steels sensitive to edge cracking - can be optimally taken into account.
Of course, a combination of two or more different target functions, each with a different weighting, is also possible to take into account several disadvantages for the factors causing the strand
Depending on operational requirements, changes in the weighting of the target functions and / or changes between the target functions are expediently carried out automatically with the aid of the simulation model, while observing certain limit values for setting the cooling of the strand, so that optimum results can always be achieved depending on the requirements of the strand . For example, when sequencing metals with different properties, those target functions can be taken into account that are responsible for maintaining the optimum strand quality of the different metals.
The strand width is advantageously taken into account for the simulation, which makes it possible to meet the different requirements for different strand widths.
Since the initial casting temperature of the metal influences its solidification behavior and the subsequent thermodynamic changes in state, the instantaneous temperature of the metal when entering the mold is advantageously taken into account for the simulation.
To increase the accuracy of the simulation model, the instantaneous coolant temperature that the coolant has before application to the strand is preferably taken into account for the simulation.
A further increase in accuracy can be achieved by additionally taking into account the current heat dissipation through the cooling provided in the mold for the simulation.
Preferably, a reference value selected as a function of the instantaneous shell thickness is determined as the reference variable for the target functions taking into account the cooling of the strand, the reference value preferably also being determined as a function of the current casting speed and expediently depending on the current age of a strand cross-sectional element.
The setting of the cooling is expediently determined by means of a fuzzy logic control in order to determine the amount of coolant intended for the strand.
The invention is explained in more detail below on the basis of an exemplary embodiment of a continuous steel casting installation shown in the drawing, FIG. 1 illustrating this continuous casting installation in a schematic side view. 2 illustrates the relationship between surface temperature, shell thickness and amount of coolant when the pouring speed changes.
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speed.
A cooled continuous casting mold, which is denoted by 1, is fed with liquid steel 2, which is supplied from an intermediate vessel 3. The strand 6 that forms in the mold 1 and has a liquid core 4 and initially only a thin strand shell 5 is diverted into the horizontal via an arc-shaped strand support device 7, which is provided with closely adjacent support rollers 8, where, after it has solidified, it becomes more predetermined Length is divided. The support rollers 8 are preferably arranged just below the mold 1 at closer intervals than at the end of the strand support device 7 lying in the direction of strand extraction.
The distance 9 from axis to axis of the support rollers 8, d. H. the roll division can increase continuously from the mold 1 to the end of the strand support device 7 or also increase in stages in zones.
To cool the strand 6, coolant-supplying nozzles 10 are provided along the strand support device 7, of which only those on the top of the strand at the beginning of the strand support device 7 are shown in the drawing. Several nozzles 10 are connected to a common feed line 11, whereby the jointly supplied nozzles each form a cooling zone I, II,... Along which the strand 6 is supplied with the same amount of coolant from each of these nozzles 10.
A control valve 12, which is followed by a flow measuring device 13, is installed in the coolant supply lines 11. Each control valve 12 is adjustable via an actuator 14, which can be actuated by a controller 16 controlled by a central process computer 15. From each flow measuring device 13, an input to the process computer 15 is made via a coupling to the process computer 15 via an input unit 17 thereof. All controllers 16 are connected to the process computer 15 via an output unit 18 and are controlled by them.
In the input unit 17 of the process computer 15, values of the chemical composition of the metal to be cast, in the present case steel 2, can also be input.
Furthermore, values of the location-dependent roll division and values of the location-dependent ferrostatic pressure (taking into account the density of the metal to be cast) are entered here. Furthermore, the strand thickness, the strand width, the target casting speed and other values of the system geometry can be entered in the input unit 17.
The process computer 15 calculates the location and time-dependent shell thickness, whereby according to a simplified model the shell thickness according to the approximate formula s = k. #t can be calculated, where s the shell thickness and t the strand age at a certain point on the strand 6 and k represent a constant factor. If this formula is used to calculate the shell thickness, the shell thickness of an individual strand cross-sectional element a, b, ..., n depends solely on the time it takes for the respective strand cross-sectional element a, b, n to form in the mold 1 up to the point where it should be cooled immediately.
On the basis of this simplification, instead of the shell thickness, only the time required for one of imaginary strand cross-sectional elements a, b, ..., n from the exit from the mold 1 to the corresponding point on the strand support device 7 is taken into account.
According to the invention, the strand 6 is cooled at a specific point on the strand support device 7, taking into account thermodynamic changes in the state of the entire strand, i. h its individual strand cross-sectional elements a, b, ..., n, by solving the heat conduction equation with the help of the process computer 15, which advantageously continuously solves the heat conduction equation for each of the strand cross-section elements a, b, ..., n. The following can be taken into account: the surface temperature, the mean temperature, the shell thickness and also the mechanical condition of the entire strand, such as its deformation behavior, etc.
The heat conduction equation (unsteady, non-linear and two-dimensional) is as follows.
EMI3.1
Mean here
T the temperature, h the specific enthalpy cp (T) dT,
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k (T) the thermal conductivity, p the density and # / # t, # / # x, # / # y partial derivatives according to time and location, where # t @ # x @ # y "x" and "y "which lie in a plane perpendicular to the longitudinal axis of the strand
Coordinates of strand elements are.
The cooling of the strand is controlled as a function of the value calculated by the process computer 15 of at least one of the thermodynamic state variables, the values entered in the input unit 17 of the process computer 15, for example for the strand thickness, the strand width, the chemical analysis of the steel to be cast and the constantly measured casting speed are taken into account.
The control to "shell thickness" and, after changing the target function, the control to "surface temperature" are explained in more detail below with reference to FIG. 2. In the diagram of FIG. 2, the line I shows the pouring speed traveled, which, for the purpose of demonstration, for example changing a ladle, depends on the optimal pouring speed which, for. B is 1.6 m / min, is lowered to 0.8 m / min. Line D shows the surface temperature of the strand calculated by the process computer 15 in a cooling zone, which is approximately 2.5 m below the pouring level, and line III shows the shell thickness calculated by the process computer 15, u. between also about 2.5 m below the water level. Line IV indicates the amount of coolant calculated by the process computer 15, which is then set via the regulators 16 via the actuators 14.
In the first ten minutes of the diagram in FIG. 2, control is carried out on "shell thickness", i. H. that the shell thickness, which is weighted with "1", is selected as the target function, and all other target functions, such as surface temperature, mean temperature, edge region temperature, energy content optimization or bottom tip position, are weighted with zero.
After ten minutes, a change of objective function is performed. H. the surface temperature is used as the new target function and weighted with 1, whereas all other target functions are weighted with zero
It can be seen from FIG. 2 that from the beginning of the two reductions in casting speed, the shell thickness increases. This growth continues until the reduced casting speed (0.8 m / min) is increased again; as the pouring speed increases, the shell thickness begins to shrink again, u. between the original value of 30 mm. With the start of shell growth, the amount of coolant is reduced in accordance with the values calculated by the process computer. between until the shell thickness is reduced again.
Due to the shell growth (if the target function shell thickness is selected), the surface temperature first drops and then the surface temperature increases considerably, namely up to around 995 C. The course of the surface temperature is completely different when working with the target function "surface temperature", in minutes 10 to 20 according to the diagram in Fig. 2. It can be clearly seen that the surface temperature remains approximately constant, although there is an increase in the shell thickness as the casting speed decreases. It is only when the casting speed is raised to the original value of 1.6 m / min that the surface temperature "overshoots", but this is only slight.
The desired surface temperature is set again shortly after the original casting speed has been reached.
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