EP0054867B1 - Verfahren zum Kühlen von Strängen beim Stranggiessen von Stahl - Google Patents

Verfahren zum Kühlen von Strängen beim Stranggiessen von Stahl Download PDF

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EP0054867B1
EP0054867B1 EP81110372A EP81110372A EP0054867B1 EP 0054867 B1 EP0054867 B1 EP 0054867B1 EP 81110372 A EP81110372 A EP 81110372A EP 81110372 A EP81110372 A EP 81110372A EP 0054867 B1 EP0054867 B1 EP 0054867B1
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EP
European Patent Office
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cooling
weight
stage
heat
steel
Prior art date
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Expired
Application number
EP81110372A
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English (en)
French (fr)
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EP0054867A1 (de
Inventor
Günter Dipl.-Ing. Rudolph
Karl Dr. Stercken
Eckehard Prof. Dr. Ing. Förster
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Neue Hamburger Stahlwerke GmbH
Original Assignee
Neue Hamburger Stahlwerke GmbH
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Publication date
Application filed by Neue Hamburger Stahlwerke GmbH filed Critical Neue Hamburger Stahlwerke 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
    • B22D11/12—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B22D11/124—Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for cooling
    • B22D11/1246—Nozzles; Spray heads

Definitions

  • the invention relates to a method for cooling strands in the continuous casting of steel according to the preamble of claim 1.
  • a number of steel products e.g. B. high-carbon steel wires
  • the technological properties are noticeably deteriorated by segregation.
  • These segregations can also lead to the formation of brittle phases at the segregation points - often referred to as "martensite" - in the commonly used patenting of such wires from the rolling heat, which greatly reduce the tensile strength of the wire.
  • a globulitic structure is understood to mean a structure in which the crystals have no preferred direction of growth, but are randomly distributed over the cross section.
  • 1 shows the structure of a continuous casting billet with a large proportion of such a globulitic structure.
  • a dendritic structure is understood to mean a structure in which the predominant direction of growth of the crystals runs into the metal perpendicular to the strand surface.
  • Fig. 2 shows the micrograph of a continuous casting billet with a large proportion of dendritic structure.
  • One direction of development is to prevent the formation of a dendritic structure by stirring the liquid steel in the solidifying strand and thus to reduce segregation (see for example DE-C-1783 060).
  • the stirring effect is generally achieved by electromagnetic stirring devices. In any case, complex devices are required.
  • the cooling is controlled in such a way that the strand skin in the first cooling stage is of sufficient strength to withstand the metallostatic pressure - for this purpose, in the first stage a quantity of heat is generated with a cooling rate of around 82Wh / (Kg - min) of about 27.5 Wh / kg - but then in the second stage the cooling is reduced so much - at a cooling rate of 21 Wh / (kg - min) only a heat quantity of about 3.5 Wh / kg is removed - that the growth of the stem crystals in the transverse direction is impeded and the growth of the crystals with a vertical component is promoted in the core of the strand.
  • the invention has for its object to produce billets with reduced segregation in a continuous steel casting process for steels with a carbon content of 0.4 to 1.0% by weight, from which wire rod with improved mechanical and technological properties can preferably be produced.
  • the conditions for small-format continuous casting i. H. with dimensions up to 140 mm edge length, can be improved. It is also intended to prevent martensite from forming at the points of segregation when the wire rod rolled from a billet is tempered.
  • FIG. 4 schematically shows a continuous steel casting device for carrying out the method according to the invention.
  • Liquid steel is poured from a distributor trough 1 into an oscillating, cooled continuous casting mold 2, in which the outer skin solidifies during the slow downward movement of the metal strand.
  • Two cooling stages 3 and -4 are arranged behind the mold, in which the strand is uniformly sprayed with water over its entire circumference.
  • the liquid sump of the metal strand is denoted by 5, the solidified strand shell by 6.
  • the entire outflowing spray water is collected in a collecting line 7 and fed to a water tank 8.
  • the cooling stages 3 and 4 are supplied with spray water from the collecting container 8 by means of pumps 9 and 10 via lines 11 and 12.
  • the spray water collecting line 7 is a device 13 for detecting the temperature T A and the water volume flow V A of the wastewater and the stages 1 and 2 are devices 14 and 15 for detecting the water temperature, the water volume flow and the water pressure T j , V 1 , P 1 or T 2 , V 2 , P 2 assigned at the input of the relevant stages.
  • the division into the two stages is determined by measuring the water volume flow V A and the temperature T A of the waste water when the two stages 1 and 2 are in operation and once only when the stage 1 is in operation.
  • the strand below the mold is sprayed with water at a water pressure of Usually 3 bar, but a maximum of 8 bar, with a water volume of about 20-30 m 3 / h and strand.
  • the cooling is increased by increasing the heat transfer coefficient by intensifying the water cooling on the surface of the billets. This reduces the segregation.
  • stage 1 about 50 Wh / kg-90 Wh / kg, corresponding to a cooling rate of about 65 Wh / (kg. Min) - 100 Wh / (kg. Min) are withdrawn from the strand.
  • stage 2 - for a continuous caster with curved strand guide under the specified conditions is 20Wh / kg-40 Wh / kg, corresponding to a cooling rate of 30 Wh / (kg - min) -60 Wh / (kg - min).
  • the values for the amount of heat withdrawn are 20 Wh / kg-80 Wh / kg, i.e. slightly higher.
  • the amount of heat withdrawn (Wh) can be determined from the amount of water sprayed on and its temperature increase from the inlet to the outlet, ie V 1 ⁇ C W ⁇ (T 1 - T A ) for stage 1 and V 2 ⁇ C W ⁇ (T 2 - T A ) for level 2 , where C W means the specific heat of the water [1,163 Wh / (° C ⁇ kg water)]. That warmth quantity is to add a quantity of heat that is extracted by the evaporation of cooling water. The calculation is based on the fact that 3.5% of the sprayed water evaporates, 93 Wh / kg of water being required to heat the evaporated water from 20 ° C. to 100 ° C.
  • the heat of vaporization is 627 Wh / kg of water.
  • the strand is further heat quantities by radiation, free convection and heat conduction, for. B. on leadership roles, withdrawn. The last two parts are negligible in a billet caster.
  • the radiation component depends on the strand surface temperature and therefore decreases relatively and absolutely with increasing spray cooling intensity.
  • the strong cooling according to the invention it is approximately 6% of the total heat dissipation in the first stage and approximately 10% in the second stage, while it is 15 to 35% of the total heat dissipation in the case of conventional cooling.
  • the spray cooling is preferably carried out in a closed chamber.
  • the radiation portion of the heat dissipation is ultimately dissipated via the cooling water and is therefore included in the values determined from the amount of water and the increase in water temperature.
  • all that needs to be taken into account for the values determined via the removed cooling water is only the amount of heat removed by evaporation of the cooling water, which is generally between 3.0 and 4.0% of the amount of water sprayed on.
  • the cooling must be adapted so that the cooling rate in Wh / (kg - min) and the heat quantities dissipated in the two cooling stages remain approximately constant.
  • stage 2 can be extended and the amount of heat extracted in this stage can be increased.
  • the high amounts of heat withdrawn in the first stage of the secondary cooling zone are achieved by increasing the pressure and / or the amount of cooling water compared to the usual way of working.
  • a pre-pressure P 1 of the cooling water of 15-30 bar appears to be economically advantageous.
  • the structure of the continuous casting material produced in this way has a high proportion of dendritic structure, roughly corresponding to FIG. 2.
  • the edge zone of the billets produced in this way has - as Fig. 3 shows - an extremely fine-grained "globulitic" structure.
  • the thickness of the edge zone is at least 4 mm compared to usually 1 mm. This ensures that the billets are much more resistant to the formation of cracks under high stresses during rolling, since the dendritic structure, which is sensitive to tears at the grain boundary, does not reach as far to the surface.
  • the segregations in the wire rod are usually assessed according to a reference number from Bekaert.
  • the average value of the guide number for 5.5 mm wire in the named carbon range can be reduced from about 1.1 to 0.6 by the described procedure.
  • a wire rod can be produced from small-format continuous casting with low segregation, which can be deformed at high drawing speeds and which after drawing has high values in the so-called bending test and in the so-called torsion test, i.e. H. has good plastic and elastic behavior.
  • This wire rod can be tempered at high cooling rates from the rolling heat without the brittle phase called "martensite" forming at the segregation points.
  • the material is also less prone to cracking on the surface than normal continuous casting material due to the reinforced globulitic edge zone under high stresses during rolling.
  • a steel with 0.65% C, 0.27% Si, 0.68% Mn, 0.012% P, 0.013% S, 0.05% Cu, 0.02% Cr and 0.01% Mo was cast in a continuous casting .
  • the casting temperature in distributor 1 of the continuous casting installation was 1,530 ° C. and was thus 50 ° C. above the liquidus point.
  • the steel was cast in a continuous caster with a curved strand guide to form square strands with an edge length of 120 mm.
  • One strand of this plant was cooled in a secondary cooling zone with two stages 3 and 4.
  • the casting speed was 2.5 m / min.
  • the first stage 3 of increased cooling extended from the mold 2 in the casting direction of the strand over a length of 1.9 m, corresponding to a residence time of the strand of 46 seconds.
  • the strand was at a pre-pressure P 1 of 22 bar in front of the spray nozzles a water volume of 31 m 3 / h cooled.
  • P 1 pre-pressure
  • the admission pressure P 2 was 7 bar in front of the nozzle and the water quantity was 12 m 3 / h.
  • the heat transfer coefficient here was 800 W / (m 2 ⁇ K) to 900 W / (m 2. K), the cooling rate was 47 Wh / (kg. Min) and the amount of heat removed was 30 Wh / kg, with a radiation component of 2.8 Wh / kg, that is 9.4%.
  • the parallel runs in a first stage were cooled in a conventional manner with a water pressure of 3 bar and a water quantity of 14 m 3 / h per line.
  • This amount of water was applied in a secondary cooling zone with a residence time of also 46 seconds. This corresponds to a cooling rate of 50 Wh / (kg - min) or a dissipated amount of heat of 38 Wh / kg, with a radiation component of 9.7 Wh / kg, i.e. 25.5%.
  • the heat transfer coefficient was approx. 500 W / (m 2 ⁇ K) to 700 W / (m 2 ⁇ K).
  • the material was rolled out in a two-wire wire mill to 5.5 mm wire rod.
  • An examination of the wire rod in the micrograph and evaluation of the polish according to the standard series from Bekaert showed a value of 0.6 for the material cooled more according to the invention and an average of 1.4 for the material cooled in the usual way. While the wire from intensely cooled billets was free of "martensite", "martensite” was found on 12% of the wires from normally cooled billets.
  • the material produced according to the invention had a tensile strength of 1,050 N / mm 2 and was drawn to a diameter of 2.3 mm in a wire drawing plant using a 6-stage tractor.
  • the method according to the invention is particularly applicable to a steel having the composition mentioned in claims 9 and 10.

Description

  • Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Kühlen von Strängen beim Stranggießen von Stahl gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1.
  • Bei einer Reihe von Stahlprodukten, z. B. hochkohlenstoffhaltigen Stahldrähten, werden die technologischen Eigenschaften durch Seigerungen fühlbar verschlechtert. Diese Seigerungen können auch bei der heute allgemein angewandten Patentierung derartiger Drähte aus der Walzhitze zur Bildung spröder Phasen an den Seigerungsstellen führen - häufig als « Martensit bezeichnet - die die Ziehfähigkeit des Drahtes sehr stark herabsetzen.
  • Während sich beim Blockguß die Seigerungen im oberen Drittel des Blockes befinden und durch entsprechendes Schopfen entfernt werden können, verteilen sie sich beim Strangguß über die gesamte Stranglänge und können durch Abschneiden nicht entfernt werden. Ihre negativen Auswirkungen sind beim sogenannten kleinformatigen Strangguß - Abmessungen von 100 bis 140 mm Kantenlänge - größer als beim großformatigen Strangguß - d. h. Vorblockformaten von 200-300 mm Kantenlänge -, da die Verformung bis zum fertigen Walzprodukt bei den kleinen Gußformaten geringer ist. Es sind seitens der Fachwelt bereits erhebliche Anstrengungen unternommen worden, die Seigerungen im Strangguß oder ihre negativen Auswirkungen auf das Walzprodukt zu vermindern. Hierbei hat sich allgemein die Auffassung herausgebildet, daß ein sogenanntes globulitisches Gefüge mit geringen Seigerungen, ein dendritisches Gefüge jedoch mit starken Seigerungen verbunden ist. Unter einem globulitischen Gefüge wird hierbei ein Gefüge verstanden, bei dem die Kristalle keine bevorzugte Wachstumsrichtung haben, sondern regellos über den Querschnitt verteilt sind. Fig. 1 stellt das Gefüge eines Stranggußknüppels mit einem großen Anteil eines derartigen globulitischen Gefüges dar. Unter einem dendritischen Gefüge wird hingegen ein Gefüge verstanden, bei dem die überwiegende Wachstumsrichtung der Kristalle senkrecht zur Strangoberfläche in das Metall hinein verläuft. Fig.2 zeigt das Schliffbild eines Stranggußknüppels mit einem großen Anteil dendritischen Gefüges.
  • Wegen der Auffassung, dendritisches Gefüge würde die Seigerungen begünstigen und globulitisches Gefüge vermindern, haben sich die Bemühungen der Fachwelt darauf konzentriert, den Anteil des globulitischen Gefüges zu erhöhen. Zu diesem Zweck sind verschiedene Wege beschritten worden.
  • Eine Entwicklungsrichtung geht dahin, durch Rühren des flüssigen Stahles im erstarrenden Strang die Ausbildung einer dendritischen Struktur zu verhindern und damit Seigerungen zu vermindern (siehe beispielsweise DE-C-1783 060). Die Rührwirkung wird im allgemeinen durch elektromagnetische Rührvorrichtungen erreicht. In jedem Fall sind aufwendige Vorrichtungen erforderlich.
  • Eine andere Entwicklungsrichtung, globulitisches Gefüge zu erreichen, geht dahin, die Gießtemperatur sehr niedrig zu halten. Hierbei ergeben sich in der Praxis Schwierigkeiten dadurch, daß die Gießdüsen zum Verstopfen niegen. Bei dem durch die US-PS-3771 584 bekannt gewordenen Verfahren entsprechend dem Gattungsbegriff des Anspruchs 1 wird der aus der Stranggießkokille austretende Strang in einer Sekundärkühlzone mittels einer augesprühten Kühlflüssigkeit zweistufig zunächst intensiv und dann mit verringerter Abkühlgeschwindigkeit gekühlt. Die Kühlung wird hierbei so gesteuert, daß die Stranghaut in der ersten Kühlstufe zwar eine ausreichende Stärke erhält, um dem metallostatischen Druck standhalten zu können - zu diesem Zweck wird in der ersten Stufe mit einer Abkühlgeschwindigkeit von etwa 82Wh/(Kg - min) eine Wärmemenge von etwa 27,5 Wh/kg abgeführt - dann aber in der zweiten Stufe die Kühlung so stark verringert - es wird bei einer Abkühlgeschwindigkeit von 21 Wh/(kg - min) nur noch eine Wärmemenge von etwa 3,5 Wh/kg abgeführt - daß das Wachstum der Stengelkristalle in Querrichtung behindert und im Kern des Stranges das Wachstum der Kristalle mit vertikaler Komponente gefördert wird.
  • Umfangreiche Untersuchungen mit der Zielsetzung, Seigerungen durch Gießen bei niedrigen Temperaturen oder durch elektromagnetisches Rühren bei Stählen mit 0,4 bis 1,0 % Kohlenstoff zu vermindern, hatten zum Ergebnis, daß zwar eine leichte Verringerung der Seigerungen erreichbar ist, daß diese Verringerung aber nicht ausreicht, um bei der Produktion von Walzdraht aus solchen Stählen eine merkliche Verbesserung der technologischen Eigenschaften zu erzielen. Bei Anwendung des elektromagnetischen Rührens wurde sogar ein häufigeres Auftreten von « Martensit beobachtet. Auch ein Verfahren, bei dem in der Sekundärkühlzone nur Wärmemengen entsprechend der US-A-3771 584 entzogen werden, führen bei einem Stahl mit 0,4 bis 1,0 % Kohlenstoff nicht zum gewünschten Ergebnis.
  • Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, bei einem Stahlstranggießverfahren für Stähle mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,4 bis 1,0 Gewichts%, Knüppel mit verringerten Seigerungen zu erzeugen, aus denen vorzugsweise Walzdraht mit verbesserten mechanischen und technologischen Eigenschaften hergestellt werden kann. Insbesondere sollen die Verhältnisse beim kleinformatigen Strangguß, d. h. bei Abmessungen bis 140 mm Kantenlänge, verbessert werden. Es soll auch verhindert werden, daß beim Vergüten des aus einem Knüppel gewalzten Walzdrahtes an Seigerungsstellen « Martensit entsteht.
  • Zur Lösung dieser Aufgabe werden die kennzeichnenden Merkmale des Anspruchs 1 vorgeschlagen. Weitere Ausgestaltungen der Erfindung sind den Unteransprüchen zu entnehmen.
  • Es hat sich herausgestellt, daß sich entgegen der herrschenden Meinung bei einem Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,4 bis 1 % die Seigerungen erheblich vermindern lassen, wenn zweistufig innerhalb der angegebenen Grenzen gekühlt wird. Dieser Effekt ist auch bei hohen Gießtemperaturen und Gießgeschwindigkeiten zu beobachten. Das Ausmaß der Verminderung der Seigerungen reicht aus, um die technologischen Eigenschaften von Walzdraht, der aus einem so erhaltenen Stranggußknüppel hergestellt wird, wesentlich zu verbessern. Auch das Auftreten von « Martensit an Seigerungsstellen nach dem Vergüten des Walzdrahtes aus der Walzhitze wird entscheidend vermindert.
  • Bei einer zweistufigen Kühlung innerhalb der in den Ansprüchen angegebenen Grenzen treten keinerlei Risse an der Oberfläche des Knüppels oder im Inneren des Knüppels auf. An der Knüppeloberfläche wird eine sehr feinkörnige Schicht gebildet, die die Anfälligkeit des Knüppels gegen die Bildung von Rissen bei der Walzung herabsetzt. Die in Fig. dargestellte Makroätzung einer geviertelten Knüppelscheibe zeigt diese feinkörnige Schicht, die bei starker Kühlung im Mittel etwa 4 bis 10 mm an den Seitenflächen des Knüppels und bis zu 25 mm an den Knüppelkanten beträgt.
  • Die Erfindung wird anhand von vier Fig. näher erläutert.
  • Es zeigen
    • Figur 1 einen Schwefelabdruck vom Längsschnitt durch die Mittelachse eines Knüppels mit einem großen Anteil an globulitischem Gefüge ;
    • Figur 2 einen Schwefelabdruck vom Längsschnitt durch die Mittelachse eines Knüppels mit einem großen Anteil an dendritischem Gefüge ;
    • Figur 3 eine Makroätzung einer geviertelten Knüppelscheibe aus verstärkt gekühltem Material mit feinkörniger globulitischer Randzone ;
    • Figur4 in schematischer Darstellung eine Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens.
  • Fig. 4 stellt schematisch eine Stahlstranggießvorrichtung zur Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens dar. Aus einer Verteilerrinne 1 wird flüssiger Stahl in eine oszillierende gekühlte Stranggießkokille 2 gegossen, in der die Außenhaut während der langsamen Abwärtsbewegung des Metallstrangs erstarrt. Hinter der Kokille sind zwei Kühlstufen 3 und-4 angeordnet, in denen der Strang an seinem gesamten Umfang gleichmäßig mit Wasser angespritzt wird. Der flüssige Sumpf des Metallstrangs ist mit 5, die erstarrte Strangschale mit 6 bezeichnet. Das gesamte ablaufende Spritzwasser wird in einer Sammelleitung 7 gesammelt und einem Wasserbehälter 8 zugeführt. Die Kühlstufen 3 und 4 werden mittels Pumpen 9 und 10 über Leitungen 11 und 12 mit Spritzwasser aus dem Sammelbehälter 8 versorgt. Der Spritzwasser-Sammelleitung 7 ist ein Gerät 13 zum Erfassen der Temperatur TA und des Wasservolumenstromes VA des Abwassers und den Stufen 1 und 2 sind Geräte 14 bzw. 15 zum Erfassen der Wassertemperatur, des Wasservolumenstromes und des Wasserdrucks Tj, V1, P1 bzw. T2, V2, P2 am Eingang der betreffenden Stufen zugeordnet. Es sind außerdem nicht dargestellte Steuer- und Regelorgane vorhanden, um die genannten Größen verändern zu können. Die Aufteilung auf die beiden Stufen wird dadurch ermittelt, daß einmal Wasservolumenstrom VA und Temperatur TA des Abwassers bei Betrieb der beiden Stufen 1 und 2 und einmal nur bei Betrieb der Stufe 1 gemessen werden.
  • Bei der üblichen Herstellungsweise von Strangguß im Kohlenstoffbereich von 0,4-1,0%, beispielsweise bei einem quadratischen Format von 120 mm Kantenlänge und einer Geißgeschwindigkeit von 2,4 m/min wird der Strang unterhalb der Kokille mit Wasser besprüht bei einem Wasservordruck von üblicherweise 3 bar, maximal jedoch 8 bar, bei einer Wassermenge von etwa 20-30 m3/h und Strang.
  • Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren wird durch Erhöhung des Wärmeübergangskoeffizienten durch Intensivierung der Wasserkühlung an der Oberfläche der Knüppel die Kühlung verstärkt. Hierdurch wird eine Verringerung der Seigerungen erreicht.
  • Eine sehr intensive Kühlung führt bekanntlich zur Gefahr von Rissen an der Strangoberfläche. Diese Risse werden dadurch vermieden, daß die sehr intensive Kühlung bei dem genannten Knüppelformat und der genannten Gießgeschwindigkeit von 2,4 m/min auf eine Länge von etwa 2 m unter der Kokille, d. h. auf eine Verweilzeit des Stranges von etwa 40 bis 60 sec begrenzt wird. Es stellt sich dann eine Oberflächentemperatur des Stranges von etwa 650 °C bis 950 °C ein. In diesem - im folgenden als Stufe 1 bezeichneten - Bereich werden dem Strang etwa 50 Wh/kg-90 Wh/kg, entsprechend einer Abkühlgeschwindigkeit von etwa 65 Wh/(kg . min) - 100 Wh/(kg . min) entzogen. Im Anschluß an diese sehr intensive Kühlung wird über eine Verweilzeit des Stranges von etwa 30 bis 50 sec (beim angegebenen Format) mit verringerter Intensität gekühlt. Die entzogene Wärmemenge in diesem - im folgenden als Stufe 2 bezeichneten - Bereich liegt für eine Stranggießanlage mit gebogener Strangführung unter den angegebenen Bedingungen bei 20Wh/kg-40 Wh/kg, entsprechend einer Abkühlgeschwindigkeit von 30 Wh/(kg - min)-60 Wh/(kg - min). Bei einer Stranggießanlage mit gerader Strangführung liegen die Werte für die entzogene Wärmemenge bei 20 Wh/kg-80 Wh/kg, das heißt etwas höher.
  • Die entzogene Wärmemenge (Wh) ist feststellbar aus der aufgesprühten Wassermenge und ihrer Temperaturerhöhung vom Zu- zum Ablauf, d. h. V1 · CW · (T1 - TA) für Stufe 1 und V2 · CW · (T2 - TA) für Stufe 2, wobei CW die spezifische Wärme des Wassers [1,163 Wh/(°C · kg Wasser)] bedeutet. Dieser Wärmemenge ist eine Wärmemenge hinzuzufügen, die durch die Verdampfung von Kühlwasser entzogen wird. Der Rechnung wird zugrunde gelegt, daß 3,5 % des aufgesprühten Wassers verdampfen, wobei zum Aufheizen des verdampften Wassers von 20 °C auf 100°C 93 Wh/kg Wasser erforderlich sind und die Verdampfungswärme 627 Wh/kg Wasser beträgt. Neben der durch die Sprühkühlung hervorgerufenen Wärmeabfuhr durch erzwungene Konvektion werden dem Strang weitere Wärmemengen durch Strahlung, freie Konvektion und Wärmeleitung, z. B. an Führungsrollen, entzogen. Die letzten beiden Anteile sind bei einer Knüppelstranggießanlage vernachlässigbar.
  • Der Strahlungsanteil richtet sich nach der Strangoberflächentemperatur und vermindert sich daher mit zunehmender Intensität der Sprühkühlung relativ und absolut. Er beträgt bei der erfindungsgemäß starken Kühlung in der ersten Stufe ca. 6 % und in der zweiten Stufe ca. 10% der Gesamtwärmeabfuhr, während er bei üblicher Kühlung bei 15 bis 35% der Gesamtwärmeabfuhr liegt.
  • Vorzugsweise wird die Sprühkühlung in einer geschlossenen Kammer durchgeführt. In diesem Fall wird auch der Strahlungsanteil an der Wärmeabfuhr letztlich über das Kühlwasser abgeführt und ist somit in den aus Wassermenge und Wassertemperaturerhöhung ermittelten Werten enthalten. In diesem Fall ist also zu den über das abgeführte Kühlwasser ermittelten Werten lediglich noch die durch Verdampfung des Kühlwassers entzogene Wärmemenge zu berücksichtigen, die in der Regel zwischen 3,0 und 4,0 % der aufgesprühten Wassermenge liegt.
  • Geht man auf andere Gießgeschwindigkeiten oder auf andere Stranggußformate über, so muß die Kühlung so angepaßt werden, daß die Abkühlgeschwindigkeit in Wh/(kg - min) und die in den beiden Kühlstufen abgeführten Wärmemengen etwa konstant bleiben.
  • Findet ein Richten des Stranges nicht statt, so kann die Stufe 2 verlängert und damit die in dieser Stufe entzogene Wärmemenge erhöht werden.
  • Die hohen, in der ersten Stufe der Sekundärkühlzone entzogenen Wärmemengen werden erreicht, indem gegenüber der üblichen Arbeitsweise der Druck und/oder die Menge des Kühlwassers heraufgesetzt wird. Wirtschaftlich vorteilhaft erscheint ein Vordruck P1 des Kühlwassers von 15-30 bar.
  • Das Gefüge des in dieser Art erzeugten Stranggußmaterials hat einen hohen Anteil dendritischer Struktur, etwa entsprechend Fig. 2.
  • Die Randzone der auf diese Art hergestellten Knüppel hat - wie Fig. 3 zeigt - ein außerordentlich feinkörniges « globulitisches » Gefüge. Die Dicke der Randzone beträgt mindestens 4 mm gegenüber üblicherweise 1 mm. Hierdurch wird erreicht, daß die Knüppel wesentlich widerstandsfähiger gegen die Bildung von Rissen bei hohen Beanspruchungen bei der Walzung sind, da das dendritische Gefüge, das empfindlich gegen Aufreissungen an der Korngrenze ist, nicht so weit an die Oberfläche reicht.
  • Walzt man die auf diese Weise hergestellten Stranggußknüppel mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,4-1 % beispielsweise zu Walzdraht aus, so stellt man fest, daß die Seigerungen wesentlich verringert wurden gegenüber der anfangs beschriebenen bekannten Arbeitsweise. Bei Drähten mit den genannten Kohlenstoffgehalten werden die Seigerungen im Walzdraht üblicherweise nach einer Richtzahl der Firma Bekaert beurteilt. Der durchschnittliche Wert der Richtzahl bei 5,5 mm Draht im genannten Kohlenstoffbereich kann durch die beschriebene Arbeitsweise von etwa 1,1 auf 0,6 herabgesetzt werden. Bei der Vergütung aus der Walzhitze entsteht bei üblichem Mangangehalt des Stahles bis zu 0,9 % und üblicher Abkühlgeschwindigkeit bis zu 15 °C/sec auch an den verbliebenen Seigerungsstellen des auf diese Art hergestellten Drahtes kein « Martensit mehr.
  • Der technische Fortschritt liegt darin, daß auf diese Art aus kleinformatigem Strangguß ein Walzdraht erzeugt werden kann mit geringen Seigerungen, der mit hohen Ziehgeschwindigkeiten verformt werden kann und der nach dem Ziehen bei der sogenannten Biegeprüfung und bei der sogenannten Torsionsprüfung hohe Werte aufweist, d. h. ein gutes plastisches und elastisches Verhalten hat. Dieser Walzdraht kann mit hohen Abkühlgeschwindigkeiten aus der Walzhitze vergütet werden, ohne daß sich die « Martensit genannte spröde Phase an den Seigerungsstellen bildet.
  • Das Material neigt ferner bei hohen Beanspruchungen bei der Walzung weniger zur Bildung von Rissen an der Oberfläche als normales Stranggußmaterial, wegen der verstärkten globulitischen Randzone.
    • Ausführungsbeispiel
  • Ein Stahl mit 0,65 % C, 0,27 % Si, 0,68 % Mn, 0,012 % P, 0,013 % S, 0,05 % Cu, 0,02 % Cr und 0,01 % Mo wurde im Strangguß vergossen. Die Gießtemperatur im Verteiler 1 der Stranggießanlage betrug 1 530 °C und lag damit 50 °C über dem Liquiduspunkt. Der Stahl wurde in einer Stranggießanlage mit gebogener Strangführung zu quadratischen Strängen mit einer Kantenlänge von 120 mm vergossen. Ein Strang dieser Anlage wurde in einer Sekundärkühlzone mit zwei Stufen 3 und 4 gekühlt. Die Gießgeschwindigkeit betrugt 2,5 m/min. Die erste Stufe 3 verstärkter Kühlung erstreckte sich von der Kokille 2 in Gießrichtung des Stranges über eine Länge von 1,9 m, entsprechend einer Verweilzeit des Stranges von 46 sec. Hier wurde der Strang bei einem Vordruck P1 von 22 bar vor den Sprühdüsen mit einer Wassermenge von 31 m3/h gekühlt. Dabei stellt sich an der Strangoberfläche ein Wärmeübergangskoeffizient (durch Konvektion und Strahlung) von 1 500 W/(m2. K) bis 1 700 W/(m2. K) ein. Dies entspricht einer Abkühlgeschwinddigkeit von 91 Wh/(kg - min) und einer entzogenen Wärmemenge von 70 Wh/kg. Der Anteil der durch Strahlung entzogenen Wärmemenge beträgt hierbei, gerechnet mit einem Emissionsgrad von ε = 0,8 3,9 Wh/kg, das heißt 5,6 %. Darauf folgte eine zweite Stufe 4 mit reduzierter Wasserkühlung einer Länge von 1,6 m entsprechend einer Verweilzeit von 38 sec. Hier lag der Vordruck P2 vor der Düse bei 7 bar und die Wassermenge bei 12 m3/h. Der Wärmeübergangskoeffizient betrug hier 800 W/(m2 · K) bis 900 W/(m2 . K), die Abkühlgeschwindigkeit 47 Wh/(kg . min) und die entzogene Wärmemenge 30 Wh/kg, mit einem Strahlungsanteil von 2,8 Wh/kg, das heißt 9,4 %.
  • In den parallel laufenden Strängen wurden zum Vergleich in einer ersten Stufe in üblicher Weise gekühlt mit einem Wasserdruck von 3 bar und einer Wassermenge von 14 m3/h pro Strang. Diese Wassermenge wurde in einer Sekundärkühlzone bei einer Verweilzeit von ebenfalls 46 sec aufgebracht. Dies entspricht einer Abkühlgeschwindigkeit von 50 Wh/(kg - min) bzw. einer abgeführten Wärmemenge von 38 Wh/kg, mit einem Strahlungsanteil von 9,7 Wh/kg, das heißt 25,5 %. Der Wärmeübergangskoeffizient betrug ca. 500 W/(m2 · K) bis 700 W/(m2 · K).
  • Das Material wurde in einer zweiadrigen Drahtstraße zu 5,5 mm Walzdraht ausgewalzt. Eine Untersuchung des Walzdrahtes im Schliffbild und Bewertung des Schliffes nach der Richtreihe der Firma Bekaert ergab für das gemäß der Erfindung verstärkt gekühlte Material einen Wert von 0,6 und für das in üblicher Weise gekühlte Material einen Wert von 1,4 im Durchschnitt. Während der Draht aus verstärkt gekühlten Knüppeln frei von « Martensit » war, wurden an 12 % der Drähte aus normal gekühlten Knüppeln « Martensit gefunden. Das erfindungsgemäß hergestellte Material hatte eine Zugfestigkeit von 1 050 N/mm2 und wurde in einer Drahtzieherei mittels einer 6-stufigen Zugmaschine auf einen Durchmesser von 2,3 mm gezogen. Es hatte danach eine Zugfestigkeit von 1 743 N/mm2 und konnte über einen Radius von 7,5 mm 23 mal gebogen werden, während das Vergleichsmaterial nur auf 17 Biegungen kam. Anschließend wurde das Material auf eine Dicke von 1,7 mm in einem Druck kaltgewalzt ohne Zwischenglühung. Bei dem verstärkt gekühlten Material ergaben sich keine Ausfälle, während das normal gekühlte Material nach der Kaltwalzung auf 1,7 mm keine ausreichenden technologischen Eigenschaften mehr aufweis. Der Qualitätsunterschied drückt sich auch darin aus, daß die Gleichmaßdehnung des Bandes aus erfindungsgemäß hergestelltem Material 2,9% betrugt, während sie bei dem Vergleichmaterial nur 1,8 % betrug.
  • Die Seigerungskennzahlen und mechanischtechnologischen Werte der aus diesen Chargen erzeugten Drähte sind sowohl für das stark gekühlte als auch für das Vergleichsmaterial den obenbeschriebenen Werten direkt vergleichbar.
  • Das erfindungsgemäße Verfahren ist insbesondere anwendbar auf einen Stahl der in den Ansprüchen 9 und 10 genannten Zusammensetzung.

Claims (10)

1. Verfahren zum Kühlen von Strängen beim Stranggießen von Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,4 bis 1 %, bei dem der aus der Stranggießkokille austretende Strang in einer Sekundärkühlzone mittels einer aufgesprühten Kühlflüssigkeit zweistufig zunächst intensiv und dann mit verringerter Abkühlgeschwindigkeit gekühlt wird, dadurch gekennzeichnet, daß die Temperaturen (T1, T2), die Volumenströme (V1, V2) und die Drücke (P1, P2) der Kühlflüssigkeit derart gewählt werden, daß in der ersten Stufe (3) der Sekundärkühlzone eine Wärmemenge von 50 Wh/kg bis 90 Wh/kg entzogen wird, wobei die Kühlung mit einer Abkühlgeschwindigkeit von 65 Wh/(kg - min) bis 100 Wh/(kg - min) erfolgt und in der sich anschließenden zweiten Stufe (4) eine Wärmemenge von 20 Wh/kg bis 80 Wh/kg entzogen wird, wobei die Abkühlgeschwindigkeit 30 Wh/(kg · min) bis 60 Wh/(kg - min) beträgt.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß in der ersten Stufe (3) der Sekundärkühlzone eine Wärmemenge von 50 Wh/kg bis 80 Wh/kg entzogen wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß in der ersten Stufe (3) d e Abkühlgeschwindigkeit 75 Wh/(kg - min) bis 90 Wh/(kg - min) beträgt.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß in der zweiten Stufe (4) der Sekundärkühlzone eine Wärmemenge von 30 Wh/kg bis 60 Wh/kg entzogen wird.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß in der zweiten Stufe (4) die Abkühlgeschwindigkeit 35 Wh/(kg · min) bis 45 Wh/(kg · min) beträgt.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß der Wasserdruck vor den Spritzdüsen der ersten Stufe (3) wenigstens 15 bar beträgt.
7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, gekennzeichnet durch seine Anwendung beim Stahlstranggießen von Knüppeln.
8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7, gekennzeichnet durch seine Anwendung beim Gießen von Stahlsträngen eines runden, ovaler, rechteckigen oder quadratischen Querschnitte von 2 500 mm2 bis 20 000 mm2, wobei das Achsenverhältnis bei einem ovalen Querschnitt und das Seitenverhältnis bei einem rechteckigen Querschnitt maximal 2 : 1 beträgt.
9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, gekennzeichnet durch seine Anwendung auf einen Stahl mit
0,4 bis 1,0 Gewichts% Kohlenstoff,
0,2 bis 1,7 Gewichts% Mangan,
0,1 bis 0,7 Gewichts% Silizium,
0 bis 1,7 Gewichts% Chrom,
0 bis 0,5 Gewichts% Nickel,
0 bis 0,3 Gewichts% Schwefel, Rest Eisen und übliche Verunreinigungen.
10. Verfahren nach Anspruch 9, gekennzeichnet durch seine Anwendung auf einen Stahl mit
0,4 bis 1,0 Gewichts% Kohlenstoff,
0,3 bis 0,9 Gewichts% Mangan,
0,15 bis 0,4 Gewichts% Silizium,
0 bis 0,25 Gewichts% Chrom,
0 bis 0,30 Gewichts% Nickel,
0 bis 0,04 Gewichts% Schwefel,

Rest Eisen und übliche Verunreinigungen.
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Families Citing this family (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
AU588650B2 (en) * 1985-12-09 1989-09-21 Alusuisse-Lonza Holding Ltd. Process and device for controlling the rate of cooling a continuously cast ingot
FR2631263B1 (fr) * 1988-05-13 1990-07-20 Siderurgie Fse Inst Rech Procede de refroidissement d'un produit metallique coule en continu
BE1003164A6 (fr) * 1989-04-13 1991-12-17 Centre Rech Metallurgique Procede et dispositif de refroidissement d'un produit metallique coule en continu.
LU87722A1 (fr) * 1990-04-11 1990-07-24 Centre Rech Metallurgique Procede et installation pour la coulee continue d'un metal
FR2677565B1 (fr) * 1991-06-14 1995-12-08 Vallourec Ind Procede d'augmentation de la production d'une ligne de coulee continue d'acier.
FR2767273B1 (fr) * 1997-08-14 1999-10-15 Vallourec Ind Procede de fabrication par coulee continue de produits en acier
CN100572026C (zh) * 2005-07-25 2009-12-23 三菱丽阳株式会社 传送带式连续制板装置及传送带式连续制板方法
US9745499B2 (en) * 2013-09-06 2017-08-29 Korea Advanced Institute Of Science And Technology Hexagonal boron nitride nanosheet/ceramic nanocomposite powder and producing method of the same, and hexagonal boron nitride nanosheet/ceramic nanocomposite materials and producing method of the same
CN106541098B (zh) * 2015-09-17 2018-08-03 鞍钢股份有限公司 一种减轻连铸坯中心缺陷的方法及装置

Family Cites Families (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE806376C (de) * 1949-06-11 1955-06-06 Ver Leichtmetallwerke Gmbh Verfahren zum Stranggiessen von Metallen, insbesondere von Stahl
US3512574A (en) * 1966-12-02 1970-05-19 Inland Steel Co Continuous casting process and apparatus
US3612151A (en) * 1969-02-14 1971-10-12 Kaiser Aluminium Chem Corp Control of continuous casting
US3693352A (en) * 1970-09-22 1972-09-26 Demag Ag Method and apparatus for cooling wide continuous metal castings, particularly steel castings
US3771584A (en) * 1971-01-08 1973-11-13 Roblin Industries Method for continuously casting steel billet strands to minimize the porosity and chemical segregation along the center line of the strand
DE2165944B1 (de) * 1971-12-30 1972-08-31 Mannesmann AG, 4000 Düsseldorf Verfahren und Vorrichtung zum Entfernen von Zunderansätzen in Stranggießanlagen
US3918467A (en) * 1972-01-21 1975-11-11 Siderurgie Fse Inst Rech Apparatus for the cooling of a continuously cast product
JPS5326730A (en) * 1976-08-25 1978-03-13 Nisshin Steel Co Ltd Method of continuously casting stainless steel slab

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