DE10058205A1 - Verfahren zum Stahl-Stranggießen - Google Patents
Verfahren zum Stahl-StranggießenInfo
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Abstract
Bei einem Verfahren zum Stahl-Stranggießen eines Stranges, insbesondere zum Stranggießen von oberflächenrißempfindlichen Stahlsorten, wie z. B. Aluminium-beruhigter, mikrolegierter oder peritektischer Stähle, wobei der Strang in einer Stranggießanlage einer Verformung unterworfen wird, wird der Strang einer hochtemperatur-thermomechanischen Walzung bei einer Oberflächen-Temperatur > A¶c3¶ unterworfen (Fig. 3).
Description
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Stahl-Stranggießen eines Stranges, insbesondere
zum Stranggießen von oberflächenrißempfindlichen Stahlsorten, wie z. B. Aluminium-
beruhigter, mikrolegierter oder peritektischer Stähle, wobei der Strang in einer
Stranggießanlage einer Verformung unterworfen wird.
Es ist bekannt, einen Strang nach dem Austreten aus der Kokille noch innerhalb der
Stranggießanlage hinsichtlich seiner Dicke zu reduzieren. Diese Technologie, die auch unter
dem Namen "Liquid-Soft-Reduction" in der Literatur Eingang gefunden hat, ist
beispielsweise in der DE-C 44 03 048, der DE-A 41 39 242, der DE-C 195 29 049 sowie der
EP 0 834 364 A2 beschrieben. Hierbei wird der Strang mit noch flüssigem Kern in seiner
Dicke reduziert, mit dem Ziel, eine vorgegebene Dicke des Stranges zu erzielen. Hierdurch
soll bei maximaler Produktivität aus einem Gußstrang ein möglichst dünnes Produkt
hergestellt werden können (Dünnbrammentechnologie). Durch die "Liquid-Soft-Reduction"
im noch nicht durcherstarrten Zustand lassen sich beachtliche Dickenreduktionen erzielen,
so daß ein nachträgliches Warm- bzw. Kaltwalzen zu einem dünnen Band erheblich
vereinfacht ist, insbesondere was die Zahl der Walzstiche betrifft. Durch eine "Liquid-Soft-
Reduction" gelingt es auch, die Innenqualität insofern zu verbessern, als ein Walzen des
Stranges mit flüssigem Kern einen Rühreffekt bedingt, und hierdurch Kernseigerungen
reduziert werden, wobei jedoch durch die mechanisch aufgebrachten Lasten die Tendenz zur
Innenrißbildung steigt.
Weiters ist es bekannt, den Strang im Bereich der Durcherstarrung noch unter Ausnutzung
der Stranghitze warmzuwalzen. Solche Strangdickenreduktionen, die im Bereich der
Durcherstarrung durchgeführt werden, werden mit einem "Solid-Fraction-Anteil" im
Kernbereich zwischen 0,3 und 0,9 durchgeführt, wobei der "Solid-Fraction-Anteil" definiert
ist als Anteil des erstarrten Stahles im Zentrum des gegossenen Stranges. Eine solche
Fahrweise ist unter dem Namen "Soft-Reduction" in der Literatur bekannt. Die "Soft-
Reduction" zielt neben der an erster Stelle stehenden Dickenreduzierung auf eine bessere
Innenqualität des Stranges ab. Durch sie können Zentrumsseigerungen, Porosität und
Zentrumsspaltungen vermindert werden.
All diese bekannten Verfahren beruhen auf der Idee, den Strang unterhalb der Kokille noch
innerhalb der Stranggießanlage auf eine gewünschte Enddicke bzw. nahe zur gewünschten
Enddicke zu bringen, um das Weiterverarbeiten infolge des sich so ergebenden dünneren
Stranges kostengünstiger und einfacher gestalten zu können.
Ein besonderes Problem stellt beim Stranggießen von Stahl die Ausbildung von
Oberflächenrissen dar. Die Vermeidung von Oberflächenrissen zählt zu den wichtigsten
Qualitätsanforderungen an einen modernen Stranggießprozeß. Maßgebend für die
Entstehung solcher Oberflächenrisse sind einerseits thermomechanische Belastungen, wie
thermischen Eigenspannungen, Biege- und Richtspannungen am erstarrenden Strang,
hervorgerufen durch einen Biege- bzw. Richtprozeß bei Bogenanlagen, und anderseits die
Materialeigenschaften der erstarrenden Strangschale, d. h. deren Festigkeit und Duktilität.
Besonders empfindlich sind z. B. Aluminium-beruhigte und mikrolegierte und peritektische
Stahlqualitäten in einem Temperaturbereich zwischen 700 und 1100°C; sie weisen in diesem
Bereich ein ausgeprägtes Duktilitätstief auf. Der Werkstoff versagt in diesem Bereich bei nur
geringer plastischer Verformung durch einen transkristallinen Bruch entlang der
Austenitkorngrenzen, wofür nicht-metallische Ausscheidungen, wie Aluminiumnitride,
verantwortlich sind. Diese Aluminiumnitride setzen sich an den primären
Austenitkorngrenzen ab. Zusätzlich kommt es noch zum Auftreten von voreutektischer
Ferritausscheidung, u. zw. ebenfalls bevorzugt entlang der Austenitkorngrenzen. Die
Materialeigenschaften werden von der chemischen Analyse des stranggegossenen Stahles,
und infolge davon durch die im Material vorliegenden Phasen und deren kristalline Struktur
bestimmt. Wesentlich ist auch noch die Mikrostruktur, d. h. die Anordnung von
Gitterbaufehlern, wie Versetzungen, Korngrenzen und Einschlüssen.
Als besonders störend im Hinblick auf eine Rißbildung haben sich Oszillationsmarken an
den Kantenbereichen eines Stranges erwiesen, da Risse bevorzugt dort entstehen und sich
von dort weiter ausbreiten, insbesondere beim Biegen und/oder Richten.
Die Erfindung bezweckt die Vermeidung des Entstehens von Oberflächenrissen und zielt
darauf ab, ein Verfahren der eingangs beschriebenen Art zu schaffen, mit dem auch
rißempfindliche Stahlqualitäten, wie Aluminium-beruhigte und mikrolegierte Stähle,
stranggegossen werden können, wobei ein Strang von hoher Qualität gebildet wird.
Insbesondere sollen die Kantenbereiche des Stranges frei von Rissen sein.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß der Strang einer hochtemperatur
thermomechanischen Walzung bei einer Oberflächen-Temperatur < Ac3 unterworfen wird.
Unter einer hochtemperatur-thermomechanischen Walzung wird eine Walzung bei
Temperaturen im Gebiet des stabilen Austenits verstanden.
Hierdurch gelingt es, das primär entstehende Erstarrungsgefüge zu beseitigen, bevor
schädigungskritische Belastungen während des Stranggießens, z. B. beim Biegen und/oder
beim Richten des Stranges im Falle des Gießens an einer Stranggießanlage mit
bogenförmiger Strangführung, auftreten. Die durch das hochtemperatur-thermomechanische
Walzen entstehende neue Mikrostruktur unterscheidet sich vom Primärgefüge durch eine
deutliche Kornfeinung, eine verringerte Anisotropie der Kornausrichtung und durch eine
schadensunkritische Ausscheidungsmorphologie.
Erfindungsgemäß ergibt sich somit eine wesentliche Verbesserung der Oberflächenqualität,
was wie folgt begründet wird: Der Wärmestrom durch die erstarrende Strangschale verläuft
annähernd normal zur Oberfläche des Stranges, d. h. dessen Strangschale, wodurch die
Richtung der primär dendritischen Erstarrung vorgegeben ist. Durch diese gerichtete
Erstarrung bilden sich Dendriten und damit auch primäre γ-Korngrenzen normal zur
Oberfläche der Strangschale aus. Eine solche gerichtete Erstarrung ergibt eine Anisotropie
der Festigkeit und Duktilitätseigenschaften. Die Festigkeit bei Belastung parallel zur
dominierenden Korngrenzenausrichtung liegt deutlich höher als normal zur
Korngrenzenausrichtung. Die Hauptlastrichtung, und damit auch die
Hauptnormalspannungsrichtung, liegt in der für die Rißentstehung kritischen Richtzone
parallel zur Gießrichtung und damit normal zur Kornorientierung. Hier kommt es zu
maximalen Zugspannungen im oberflächennahen Bereich der auf Zug belasteten Strangseite
und damit zu einem Überschreiten der maximal zulässigen Verformung, was die Bildung
von Oberflächenquerrissen zur Folge hat, die bevorzugt im Kantenbereich des Stranges
auftreten.
Durch die erfindungsgemäße oberflächennahe plastische Deformation kommt es im
kritischen Bereich des Stranges zu einer Umstrukturierung der Korngrenzenstruktur. Die
Ausrichtung der Korngrenzen folgt der aufgebrachten plastischen Deformation und weist
somit eine schadensunkritische Ausrichtung mit einer Kornorientierung parallel zur
Strangoberfläche auf.
Vorzugsweise wird der Strang in einer Stranggießanlage mit bogenförmiger Strangführung
gegossen und in einem Bereich von knapp unterhalb einer geraden oder gebogenen Kokille
bis vor einem in einer Richtzone stattfindenden Geraderichten der Stranggießanlage
hochtemperatur-thermomechanisch gewalzt.
Die hochtemperatur-thermomechanische Walzung soll zweckmäßig in einem Oberflächen-
Temperaturbereich zwischen 0,6, insbesondere zwischen 0,75 und 0,8 homologer
Temperatur, durchgeführt werden.
Insbesondere soll die Oberflächentemperatur des Stranges während der hochtemperatur
thermomechanischen Walzung unterhalb von 1200°C, vorzugsweise in einem Bereich
zwischen 900 und 1150°C, liegen.
Gemäß einer bevorzugten Ausführungsform wird die hochtemperatur-thermomechanische
Walzung mit einer globalen Deformation von weniger als 10%, vorzugsweise mit einer
globalen Deformation im Bereich zwischen 3 und 10%, durchgeführt, wobei zweckmäßig
die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit lokalen plastischen Deformationen εpl
zwischen 10 und 40% durchgeführt wird.
Vorteilhaft wird die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit einer lokalen
plastischen Mindestdeformation εpl von 20% durchgeführt.
Um eine völlige Umstrukturierung des Kornaufbaues durch eine dynamische
Rekristallisation zu erreichen, wird vorteilhaft die hochtemperatur-thermomechanische
Walzung mit Dehnraten dε/dt im Bereich 1,0 . 10-3 ≦ dε/dt ≦ 0,1[s-1] durchgeführt, wobei
nach einer bevorzugten Ausführungsform die hochtemperatur-thermomechanische Walzung
mit einer Dehnrate dε/dt < 1 × 10-2[s-1] durchgeführt wird.
Erfindungsgemäß wird die hochtemperatur-thermomechanische Walzung vorteilhaft in zwei
oder mehreren Stufen durchgeführt.
Zur besseren Ausschaltung des Einflusses von gegebenenfalls vorhandenen
Oszillationsmarken wird zweckmäßig ein erster Glättungsstich durchgeführt, worauf eine
hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit mindestens einem Walzstich mit
plastischer Verformung der Kanten- und Stegbereiche des Stranges folgt.
Die Erfindung ist nachfolgend anhand der Beschreibung und der Zeichnung näher erläutert,
wobei Fig. 1 eine schematische Darstellung eines Dendritenwachstums der Strangschale,
Fig. 2 eine Ausschnittsvergrößerung der Fig. 1 und Fig. 3 eine erfindungsgemäß
hervorgerufene neue Gefügeausbildung veranschaulichen. Fig. 4 gibt ein Schliffbild eines
Oberflächenbereiches eines Stranges mit Rissen in einer Strangschale wieder, und die Fig. 5
und 6 zeigen in Diagrammform Temperaturverläufe in Strängen, gegossen mit
unterschiedlichen Gießgeschwindigkeiten, jeweils gemessen in unterschiedlichen Abständen
von der Strangoberfläche.
Wie aus den Fig. 1 und 2 erkennbar ist, verläuft der Wärmestrom durch die erstarrende
Strangschale 1 annähernd normal zur Strangoberfläche 2, wodurch die Richtung der primär
dendritischen Erstarrug vorgegeben ist. Die Ausrichtung der erstarrten Dendriten 3 und
damit auch die Ausrichtung der primären γ-Korngrenzen 3' ist etwa normal zur
Strangoberfläche 2 gegeben. Diese gerichtete Erstarrung bedingt eine Anisotropie der
Festigkeits- und Duktilitätseigenschaften der Strangschale 1. Die Festigkeit bei Belastung
parallel zur dominierenden Korngrenzenausrichtung ist deutlich höher als normal zu dieser
Richtung, insbesondere im Hochtemperaturbereich.
Wie aus Fig. 2 zu erkennen ist, liegt die Hauptlastrichtung, und damit auch die
Hauptnormalspannungsrichtung (Pfeile σ) beim Richten des Stranges, also in der für die
Rißentstehung kritischen Richtzone, parallel zur Gießrichtung 4 und damit normal zur
Kornorientierung. Die maximalen Zugspannungen treten im oberflächennahen Bereich 5 an
der Dehnseite der Strangschale 1 auf. Ein Überschreiten der maximal zulässigen Verformung
hat die Bildung von Oberflächenquerrissen zur Folge, wie dies in Fig. 4 veranschaulicht ist.
Durch eine erfindungsgemäße hochtemperatur-thermomechanische Walzung bei einer
Oberflächentemperatur < Ac3, d. h. im Gebiet des stabilen Austenits, vor dem Eintreten des
Stranges in die Richtzone, wird die Korngrenzenstruktur im schädigungsrelevanten
Oberflächenbereich 5 umstrukturiert, u. zw. derart, daß die Ausrichtung der Korngrenzen 3"
der aufgebrachten plastischen Deformation folgt, woraus eine schadensunkritische
Ausrichtung der Korngrenzen resultiert, wie dies in Fig. 3 veranschaulicht ist. Diese
erfindungsgemäße hochtemperatur-thermomechanische Walzung kann in einem
Temperaturintervall zwischen der am Kokillenaustritt des Stranges vorhandenen
Oberflächentemperatur bis zu einer Temperatur T < 0,6 homologer Temperatur an der
Oberfläche des Stranges durchgeführt werden. Bei den geringen plastischen Verformungen,
die eine thermomechanische Walzung kennzeichnen, ist in diesem Temperaturintervall ein
Korngrenzengleiten als vorherrschender Deformationsmechanismus gegeben.
Gemäß dem Stand der Technik (Stranggießen ohne jede Walzung) kommt es beim Richten
durch die hierbei geringen aufgebrachten Dehnungen (ε < 1,5%) an der Strangschale 1 und
infolge der vorliegenden Temperaturen, die zwischen 950 und 850°C liegen, zu keiner
Gefügeentlastung durch dynamische Rekristallisation. Dies bedeutet, daß infolge des groben
Kornes in der Richtzone jene Faktoren zum Tragen kommen, die beim unrekristallisierten
Austenit ein Duktilitätstief verursachen.
Erfindungsgemäß kommt es in Abhängigkeit von den eingestellten
Verformungsbedingungen (Temperatur- und Deformationsrate) - wie aus Fig. 3 ersichtlich -
vor dem Richten zu einer völligen Umstrukturierung des Kornaufbaues durch dynamische
Rekristallisation. Die hierfür günstigste Oberflächentemperatur liegt in einem Bereich
zwischen 0,6, vorzugsweise zwischen 0,75 und 0,8 homologer Temperatur, wobei nur
geringe Dehnraten dε/dt von etwa 10-4 s-1 bei einer Gesamtdehnung von 20%
erforderlich sind.
Da ein Werkstoffversagen durch eine transkristalline Rißbildung eintritt, u. zw. insbesondere
bei Vorhandensein von Oberflächenfehlern, wie Oszillationsmarken, können die
Duktilitätseigenschaften durch eine bei der Rekristallisation des Werkstoffes stattfindende
Kornfeinung entscheidend verbessert werden. Untersuchungen an Nb-legierten Stählen
zeigen z. B. ein indirekt proportionales Verhältnis zwischen der Austenitkorngröße und der
Duktilität. Ein zusätzlich positiver Einfluß auf die Werkstoffeigenschaften ergibt sich aus der
lokalen Trennung von Korngrenzen und Ausscheidungen. Sulfid-Nitridausscheidungen, die
sich beim Abkühlen primär an den Austenitkorngrenzen anlagern, liegen nach dem
Rekristallisieren im neugebildeten Korn. Die Folge ist eine wesentliche Verbesserung der
Duktilitätseigenschaften.
Dieses Verbesserungspotential konnte auch durch experimentelle Untersuchungen an
C-Mn-, C-Mn-Al- und C-Mn-Al-Nb-Stählen nachgewiesen werden.
Erfindungsgemäß wird während des Gießprozesses über eine hochtemperatur
thermomechanische Walzung gezielt auf Ausscheidungsvorgänge Einfluß genommen
werden. Wie in vielen Untersuchungen bereits gezeigt wurde, kommt der Ausscheidung von
Nitriden (AIN, NbN, VN, . . .) ein großer Einfluß zu. Durch eine Rekristallisation knapp
unterhalb der Löslichkeitstemperatur von nichtmetallischen Phasen kann deren
Ausscheidung weitgehend verhindert oder verschoben werden. Bei der Rekristallisation
werden potentielle Ausscheidungskeime vernichtet. Die länger in Lösung gehaltenen
Fremdatome haben zusätzlich eine Verschiebung der γ-α-Umwandlung zur Folge, d. h. eine
für das Duktilitätsverhalten kritische voreutektische Ferritausscheidung kann gezielt
verzögert werden.
Das erfindungsgemäße Verfahren eignet sich bestens für stark oberflächenrißempfindliche
Stähle, die einer ganz bestimmten Strangführungstemperatur bedürfen, um rißfrei vergossen
werden zu können. Insbesondere bei Senkrecht-Abbiegemaschinen werden durch den
Richtprozeß Dehnungen und Dehnraten erreicht, die bei ungünstigen Prozeßparametern zu
Oberflächendefekten führen können. Es handelt sich dabei um Quer-, Längs-, Netz- und
insbesondere Kantenrisse.
Erfindungsgemäß erfolgt die hochtemperatur-thermomechanische Walzung durch Einstellen
einer bestimmten Spaltverengung des Spaltes der Strangführung unterhalb der
Stranggießkokille, also dort, wo der Strang zum Vermeiden von Ausbauchungen an zwei
einander gegenüberliegenden Seiten gestützt wird, z. B. durch Rollenbahnen. Dieser Spalt
soll zur Reduzierung des Strangquerschnittes, d. h. der Strangdicke, einstellbar und nicht auf
eine bestimmte Spaltverengung fix eingestellt sein, denn dies würde bei dynamischen
Gießabläufen, die durch einen Pfannenwechsel, Verteilerwechsel, Tauchrohrwechsel bzw.
bei Gießbeginn und Gießende erforderlich sind, einen vom optimalen Spalt der
Strangführung abweichenden Spalt ergeben. Durch die Spaltverengung ergibt sich die
Möglichkeit, die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mehrstufig durchzuführen,
d. h. mehrere Verformungswalzen im Bereich der Spaltverengung einzusetzen. Es liegt
jedoch auch im Rahmen der Erfindung, die hochtemperatur-thermomechanische Walzung
einstufig durchzuführen.
Bei herkömmlichen Spalteinstellungen, bei denen der Spalt der Strangführung lediglich
entsprechend einer dem Schrumpfmaß des Stranges folgenden Verjüngung eingestellt ist,
werden in der Richtzone zufolge der Richtkräfte die Kanten des Stranges zwar geglättet,
jedoch werden die plastischen Deformationen in einem für das vergossene Metall kritischen
Temperaturbereich aufgebracht, so daß durch diese beim Richten auftretenden
Verformungen keine gefügeverbessernden Prozesse stattfinden können.
Es hat sich als besonders vorteilhaft erwiesen, wenn im Bereich ab Austritt des Stranges aus
der Kokille bis maximal vor der Richtzone ein Glättungsstich mit einem bestimmten
definierten Reduktionsmaß vorgenommen wird, so daß die Oszillationsmarken im
Kantenbereich bzw. Stegbereich des Stranges ausgewalzt werden. Die so gebildeten sehr
glatten Kanten stehen ebenfalls einer Rißbildung entgegen. Durch die hochtemperatur
thermomechanische Walzung im oben beschriebenen Umfang wird anschließend eine
Umorientierung der Kornstruktur über den oberflächennahen Bereich des Stranges erzielt,
vor allem im Bereich der durcherstarrten Stegbereiche des Stranges. Durch die Kombination
Glättungsstich und hochtemperatur-thermomechanische Walzung werden die Belastbarkeit
des deformierten Stegbereiches wesentlich erhöht und die Rißanfälligkeit bedeutend gesenkt.
Hierdurch verträgt der Strang ein höheres Maß an Deformation beim Richten.
Zur Festlegung des Ortes, an dem die hochtemperatur-thermomechanische Walzung
stattfinden soll, eignen sich Abkühlungskurven, wie sie in den Fig. 5 und 6 für Stränge mit
Brammenquerschnitt mit etwa einer Dicke von 250 mm dargestellt sind. Es ist notwendig,
jeweils die Gießgeschwindigkeit v zu berücksichtigen, da unterschiedliche
Gießgeschwindigkeiten stark unterschiedliche Abkühlkurven ergeben, wie die Fig. 5 und 6
(Fig. 5: v = 0,7 m/min, Fig. 6: v = 1,4 m/min) erkennen lassen. Die Zahlen bei den einzelnen
Kurvenzügen der Fig. 5 und 6 geben den jeweiligen Abstand der Temperaturmessung von
der Strangoberfläche wieder.
Zusammenfassend lassen sich die Bedingungen für eine erfindungsgemäße hochtemperatur
thermomechanische Walzung wie folgt formulieren:
- - Gezielte plastische Verformung. Der optimale Bereich liegt bei 10-40% im schädigungsrelevanten Oberflächenbereich. Damit wird für die meisten rißempfindlichen Stahlqualitäten eine ausreichende Umstrukturierung der Korngrenzenstruktur erreicht.
- - Gezielter Temperaturverlauf im thermomechanisch verformten Bereich, um ein optimales Korngrenzengleiten bei geringer plastischer Verformung zu ermöglichen.
- - Beim Verformen im Oberflächen-Temperaturbereich zwischen 0,6 und 0,85 der homologen Temperatur (ca. 900° bis 1200°C) kann eine völlige Umstrukturierung des Kornaufbaues durch dynamische Rekristallisation stattfinden.
- - Gezielte Stichabnahme an der Schale: Der anzustrebende Wert soll so eingestellt werden, daß rund 10-40% plastische Verformung im rißempfindlichen Bereich erreicht wird. Bei oberflächennahen Rissen ist die Rißtiefe größtenteils limitiert. Rißtiefen < 10 mm (z. B. Kantenrisse) sind selten anzutreffen. Im rißempfindlichen Bereich ist es damit möglich, schon mit relativ geringer Strangdickenabnahme lokal an der Strangoberfläche eine ausreichende plastische Verformung zu erlangen.
- - Dynamische Spaltverstellung an der Strangführung zwischen Kokille und Richtzone.
- - Dynamische Kühlmodell-Temperaturkontrolle der Oberfläche. Die Kombination einer dynamischen Spaltverstellung mit einem dynamischen Kühlmodell erlaubt es, den jeweils optimalen Bereich für die Verformung einzustellen.
Aus nachfolgendem Beispiel läßt sich das Einsparungspotential des erfindungsgemäßen
Verfahrens erkennen:
An einer Einstranggießanlage zum Gießen von C-Stahlqualitäten wird z. B. eine
Jahresproduktion von 1 Mio t stranggegossen. Hierbei sind rißempfindliche Güten von ca.
20%, d. h. 200.000 t/J enthalten. Durch Ausflämmen von Rissen an den Brammen dieser
rißempfindlichen Güten entsteht ein Verlust (bei Maschinenflämmen pro Seite je 3 mm) von
etwa 2,2%, d. s. 4.400 t/J. Dies ergibt einen Wertverlust bei einem Wert von 2.700,00 ATS/t
Stahl von 11,88 Mio ALS/J. Hierzu kommen noch die Kosten für das Flämmen, die mit
600,00 ATS/h für 100 t/h angenommen werden können, in der Höhe von 1,2 Mio ATS/J,
woraus ein Jahresverlust von 13,08 Mio ATS/J resultiert.
Eine überschlagsmäßige Gegenüberstellung der Umrüstkosten einer herkömmlichen
Stranggießanlage auf eine Stranggießanlage zur Verwirklichung des erfindungsgemäßen
Verfahrens, d. h. mit einstellbarem Spalt der Strangführung, ergibt eine Amortisation der
Investitionskosten nach etwa ein bis zwei Jahren. Vorteile, die durch den Direkteinsatz der
stranggegossenen Brammen entstehen, sind dabei noch nicht berücksichtigt.
Claims (11)
1. Verfahren zum Stahl-Stranggießen eines Stranges, insbesondere zum Stranggießen
von oberflächenrißempfindlichen Stahlsorten, wie z. B. Aluminiumberuhigter,
mikrolegierter oder peritektischer Stähle, wobei der Strang in einer Stranggießanlage einer
Verformung unterworfen wird, dadurch gekennzeichnet, daß der Strang einer
hochtemperatur-thermomechanischen Walzung bei einer Oberflächen-Temperatur < Ac3
unterworfen wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Strang in einer
Stranggießanlage mit bogenförmiger Strangführung gegossen wird und in einem Bereich von
knapp unterhalb einer geraden oder gebogenen Kokille bis vor einem in einer Richtzone
stattfindenden Geraderichten der Stranggießanlage hochtemperatur-thermomechanisch
gewalzt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die hochtemperatur
thermomechanische Walzung in einem Oberflächen-Temperaturbereich zwischen 0,6,
insbesondere zwischen 0,75 und 0,8 homologer Temperatur, durchgeführt wird.
4. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 3, dadurch
gekennzeichnet, daß die Oberflächen-Temperatur des Stranges während der hochtemperatur
thermomechanischen Walzung unterhalb von 1200°C, vorzugsweise in einem Bereich
zwischen 900 und 1150°C, liegt.
5. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 4, dadurch
gekennzeichnet, daß die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit einer globalen
Deformation von weniger als 10%, vorzugsweise mit einer globalen Deformation im
Bereich zwischen 3 und 10%, durchgeführt wird.
6. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 5, dadurch
gekennzeichnet, daß die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit lokalen
plastischen Deformationen εpl zwischen 10 und 40% durchgeführt wird.
7. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 6, dadurch
gekennzeichnet, daß die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit einer lokalen
plastischen Mindestdeformation εpl von 20% durchgeführt wird.
8. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 7, dadurch
gekennzeichnet, daß die hochtemperatur-thermomechanische Walzung mit Dehnraten dε/dt
im Bereich 1,0 . 10-3 ≦ dε/dt ≦ 0,1[s-1] durchgeführt wird.
9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die hochtemperatur
thermomechanische Walzung mit einer Dehnrate dε/dt < 1 × 10-2[s-1] durchgeführt wird.
10. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 9, dadurch
gekennzeichnet, daß die hochtemperatur-thermomechanische Walzung in zwei oder
mehreren Stufen durchgeführt wird.
11. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 10, dadurch
gekennzeichnet, daß einem ersten Glättungsstich eine hochtemperatur-thermomechanische
Walzung mit mindestens einem Walzstich mit plastischer Verformung der Kanten- und
Stegbereiche des Stranges folgt.
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