EP3184202A1 - Verfahren zum stranggiessen eines metallstranges und durch dieses verfahren erhaltener giessstrang - Google Patents

Verfahren zum stranggiessen eines metallstranges und durch dieses verfahren erhaltener giessstrang Download PDF

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EP3184202A1
EP3184202A1 EP16201292.6A EP16201292A EP3184202A1 EP 3184202 A1 EP3184202 A1 EP 3184202A1 EP 16201292 A EP16201292 A EP 16201292A EP 3184202 A1 EP3184202 A1 EP 3184202A1
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EP
European Patent Office
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strand
casting
calculated
cast strand
simulation
Prior art date
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EP16201292.6A
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English (en)
French (fr)
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EP3184202B1 (de
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Esra Erdem-Hornauer
Markus Reifferscheid
Uwe Plociennik
Thomas Heimann
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SMS Group GmbH
Original Assignee
SMS Group GmbH
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Publication date
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • B22D11/22—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould
    • B22D11/225—Controlling or regulating processes or operations for cooling cast stock or mould for secondary cooling
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22D—CASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00—Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/16—Controlling or regulating processes or operations
    • B22D11/18—Controlling or regulating processes or operations for pouring

Definitions

  • the invention is directed to a method for producing a metal strand, in particular a steel strand comprising the casting of a molten metal, in particular molten steel, in a continuous casting process to a casting strand, which is cooled with coolant and, if desired, reduced in thickness, based on one or more of the time-dependent temperature distribution over the cast strand length and / or the formation of a desired structure of the cast strand over the cast strand length descriptive and / or calculating simulation and computational models, in particular the so-called DSC ( D ynamic S olidification C ontrol) calculation and control program, constantly during the production of Gibilstrangs values be considered, which describe the formation of the respective microstructure composition and / or this or the cast strand training influencing process parameters and based on which online dynamically during the production d It is cast strand cooling the casting strand and / or the casting speed is adjusted. Furthermore, the invention is directed to a casting strand obtained by such a process.
  • DSC D y
  • the temperature of the cast strand obtained during solidification at each cross-sectional position of the cast strand during the production of the analysis dependent about 1,550 ° C amounting casting temperature drops below 900 ° C, sometimes below 700 ° C.
  • the ductility of the steel material used which is an evaluation criterion for the weakening of the material, has local minima in this temperature interval.
  • a simulation and calculation model is known, by means of which it is possible to calculate and adjust ZTU (time-temperature-conversion) diagrams or diagrams when rolling metallic rolling stock, and in particular when rolling steel in a hot strip mill or a heavy plate mill To predict structure compositions.
  • ZTU time-temperature-conversion
  • the basis of this simulation and calculation model is a temperature calculation model in which, among other things, the dynamic development of the enthalpy and the heat conduction as an input variable is taken into account.
  • the WO 01/91943 A1 discloses a method in which by means of a simulation and calculation model, the amount of coolant to be applied is calculated in order to obtain the target structure defined desired structure of the casting strand produced during continuous casting.
  • the continuous casting is carried out under on-line calculation on the basis of a simulation and calculation model describing the desired structure of the casting strand, whereby the variable of the continuous casting process affecting the structure formation, such as the specific coolant quantity provided for cooling the strand, is dynamically online, ie during of running casting.
  • the simulation and calculation model includes a metallurgical computational model considering the phase transformation kinetics and nucleation kinetics and a thermal computational model that allows temperature analysis due to the solution of heat equation equations.
  • the basis is in particular the appropriate consideration of the Gibbs energy and the multicomponent systems are integrated into the calculation model.
  • This known simulation and computational model also includes the measure to calculate the proportion of converted material on the basis of the ZTU graphs stored in the computer and the temperature which changes as a function of time, thus also taking into account the optionally non-uniform cooling of the cast strand produced to be able to.
  • the thickness of the strand shell can be calculated by knowing the solidus temperature from the material model at each time point and for each plant position.
  • the average temperature of the strand shell is the average temperature of the strand shell, because temperature fluctuations in the already solidified material can lead to tensions and cracks.
  • the strand is solidified.
  • the position of complete solidification is of particular importance in a casting plant, since it must not exceed the last roll in order to prevent an uncontrolled swelling of the strand (whale formation).
  • the exact position of the sump tip is also required.
  • the isolines for all Solid Fraction fractions in the solidification interval and the isolines below the solidus temperature can also be calculated.
  • Ts-10 ° C to Ts-50 ° C the solidus temperature
  • the crack propagation extends outwardly into the region of zero toughness into the temperature range Ts-10 ° C to Ts-50 ° C.
  • the Solid Fraction Shares are also needed to determine the soft reduction positions.
  • the optimum time for soft reduction is determined by the liquid fraction ratio (solid fraction fraction) in the strand core, which is a criterion for evaluating the effect of soft reduction on center segregation.
  • the liquid fraction ratio solid fraction fraction
  • the different solubility of the alloying elements in solid and liquid causes an enrichment of the alloying elements in the molten phase.
  • the last solidifying areas have a higher concentration than the initial concentration (nominal analysis). In this area, this leads to a lowering of the solidus temperature. This is not important for whale formation, but for the detection of hot cracks.
  • the ductility profile over the entire surface can be represented.
  • isotherms of the critical ductility profile can be used for the localization of internal cracks.
  • the bulge and the associated expansion can be calculated at each plant position, taking into account the roll distances.
  • the elongation can be compared with a given maximum allowable elongation.
  • the temporal temperature field of the strand Prerequisite for the calculation of voids and pore formation is the temporal temperature field of the strand.
  • SDAS secondary dendrite arm spacing
  • a permeability which counteracts the hydrostatic pressure can be calculated.
  • the permeability describes the permeability of the Dendrite. The greater the permeability, the greater the permeability.
  • the pressure loss of the inflowing melt increases with decreasing permeability.
  • the make-up ends when the pressure loss of the feeding flow is greater than the ferrostatic load. This is the case with a plot of pressure loss and hydrostatic pressure in bar over the distance from the pouring mirror in meters (m), and thus over the cast strand length, intersection of the curves of pressure loss and hydrostatic pressure of the case.
  • Solidification structure (macrostructure):
  • the center segregations are associated with the appearance of the trans-crystalline (directional) digestion structure.
  • the causes are flows of the residual melt in the area of the sump tip, which lead to a redistribution of the alloying elements.
  • the enriched melt reaches the center of the strand and causes the positive center segregation there. It is characteristic of a mid-segregation that the enrichment in the middle of the strand always involves a depletion of the adjoining areas.
  • the positive segregation must correspond quantitatively to the negative one. It is of great importance to see how the proportion of globulitic (undirected & equiaxed) solidification structure depends on continuous casting techniques and steel composition. If the solidification structure is globulitic (undirected & equiaxed), the observed segregations are usually smaller.
  • High carbon steels have a much greater tendency for center segregation (macrosegregation) than those with low or medium carbon content.
  • High carbon content favors the transcrystalline (directional) solidification and thus the center segregation.
  • the material is additionally weakened by internal defects, which leads to fragility during transport.
  • the solidification rates and the temperature gradient at the solidification front can be determined.
  • the proportion of globulitic structure can then be calculated.
  • the globulitic part of the solidification structure can be increased by using stirrers and casting with a low overheating temperature.
  • the strand is e.g. To avoid bulges strongly cooled to quickly get a thick strand shell. In this case, the temperature may fall below the transformation temperature ⁇ / ⁇ . Since ferrite is much softer than austenite, it is believed that the deformation of the material is preferably at the ferrite spaces. The break is then initiated at the ferrite spaces. From calculated temperature fields, the cooling rates can be calculated for any line positions. With these cooling rates and the minimum temperatures achieved, the microstructure distribution can be read off with a coupled synthetic ZTU model.
  • the water quantities for each casting speed control point are specified for each control loop. Between these interpolation points, the quantities of water are linearly interpolated. If the casting speed is changed, the water quantities in all control loops are changed immediately.
  • setpoint temperatures are specified depending on the material group.
  • the spray water volumes are now controlled so that these predetermined temperatures are set.
  • the strand retains the same temperature distribution and thus constant qualities even with changes in the casting speed.
  • the casting speed is varied to set the sump tip at a predetermined position or to reach a desired temperature.
  • the temperature profile is controlled so that the surface temperatures in the crack-critical bending and straightening range do not fall below a critical value.
  • This critical temperature value is calculated from the intersection of the given ductility curve with the value of a critical limit (e.g., 75%).
  • a maximum permissible temperature value can also be calculated back from the permissible maximum strain.
  • the calculation of the maximum permissible temperature values takes place from the maximum elongation with the aid of a recursive calculation method, since with decreasing temperature the strand shell becomes thicker and the bulge and thus also the expansion decreases.
  • the invention has for its object to provide a solution with which the influence of cooling on the production of a cast strand obtained in continuous casting can be further improved.
  • this object is achieved in that the or the simulation and calculation models depending on the calculated current temperature distribution over the cast strand length and / or in each considered cross-section of the cast strand locally applied to the casting strand coolant quantity and / or coolant distribution, in particular spraying water quantity and / or spraying water distribution, and / or the casting speed and / or the roller and / ordesegmentan ein such that the desired structure or the desired structure composition or a desired range or a desired position and / or training the sump tip or a desired geometric dimension and / or surface texture or internal structure of the casting strand is / are set.
  • a cast strand according to the invention is characterized in that it is obtained by a method according to one of claims 1-12 or is available.
  • a desired macrostructure which is the solidification structure, has a globulitic structure fraction of at least 30%, preferably at least 35%, and in the case of ferritic steel at least 40 %, preferably at least 45%.
  • The% data refers in each case to the surface of a micrograph.
  • the casting speed and the amount of spray water are controlled to set the desired macrostructure in a continuous casting machine equipped with a stirrer and in addition to that in a continuous casting machine with adjustable stirrer the desired macrostructure and / or the desired structure composition of the casting strand optimal stirrer position and the stirring intensity can be calculated and adjusted by means of or based on the simulation and calculation model, which further distinguishes the invention.
  • the casting speed and / or the secondary cooling is controlled so that the desired structure is achieved.
  • a control concept for the formation of the microstructure in the forming cast strand is characterized in that for setting the desired microstructure, the simulation and calculation model ZTU (time-temperature conversion) diagrams includes and calculated using an online temperature model of the cast strand G manstrangabkühlraten be combined such that for each defined calculation element of each G manstrangquerterrorisms the current G fauxstrangkkühlrate and the resulting structure composition can be calculated and calculated and by controlling the G fauxstrangabkühlraten the desired structure is set.
  • ZTU time-temperature conversion
  • a continuous, dynamic and constant online calculation of the respectively on a G manstrangquerrough adjusting microstructure i. the microstructure composition and microstructure distribution which arises in such a cross-sectional area has hitherto not been carried out in the continuous casting process in the production of a metal strand, in particular a steel strand.
  • the limits of the third ductility minimum occurring at different cooling rates for the respective steel grades are calculated and plotted.
  • Such a possibility is in the DE 10 2012 224 502 A1 described and can in principle also be adapted for use in casting a casting strand in a continuous casting.
  • the respectively calculated cooling rates can be plotted in the respectively calculated ZTU diagram (s) or in ZTU diagrams calculated on the basis of measured values and stored in the simulation and calculation model and used for the calculation of the then resulting structure fractions.
  • the ductility minima occurring at the different temperatures for the respective steel grade can also be drawn.
  • An online temperature model represents the Dynamic Solidification Control (DSC) method or model.
  • DSC Dynamic Solidification Control
  • the amount of coolant to be applied to the respective surface side (s) of the cast strand in particular the amount of water, or the position of the nozzles, for example by adjusting the height of the nozzles, can be regulated and controlled in such a way that a uniform transformation of the microstructure can be obtained from the austenite in the ferrite on the narrow and / or broadside.
  • the risk of surface cracks occurring as a result of uneven cooling can be reduced, in particular in the case of strong, intensive cooling.
  • the aim of an embodiment of the method according to the invention is to achieve a uniform desired microstructure distribution.
  • the invention is characterized in that the G confusestrangabkühlraten at their respective position with respect to the casting strand by controlling the impacting in this area each on the casting strand coolant quantity and / or the control of the location or the surface of the impact of the coolant on the cast strand in such a way be controlled and regulated that the most uniform transformation of the metal structure on the narrow side and / or the broad side of the cast strand, in particular in a steel strand while avoiding the formation of the deposition of ferrite grains austenite grain boundaries, so-called Ferrites, is achieved.
  • the invention it is then also possible in this case to calculate ZTU diagrams or diagrams directly by means of the simulation and computational models that are used and to base the control of the coolant admission.
  • the invention therefore further provides that the ZTU (time-temperature conversion) diagrams are calculated by means of the simulation and calculation model.
  • a recursive calculation method is necessary, with the aid of which the required cooling intensity of the secondary cooling is calculated from the cooling rate.
  • the G manstrangabkühlraten at their respective position with respect to the G manstrangs by controlling the impacted in this area respectively on the G manstrang coolant quantity and / or the control of the location or the surface of the impact of the coolant on the G manstrang be controlled and controlled so that the most uniform possible transformation of the metal structure over the respectively considered cross-sectional area or side surface of the cast strand is achieved.
  • the application of the method according to the invention for the control of a uniform microstructure formation and a uniform Cooling of the narrow sides of a cast strand, which is generally rectangular in cross-section, to avoid cracking is advantageous.
  • the invention therefore also provides that the G manstrangabkühlraten be determined with respect to the narrow sides of the casting strand and the incident on the narrow sides of the casting strand coolant quantity and / or the location or area to which (n) the coolant on the respective narrow side of the casting strand is applied, is controlled in dependence of the adjoining in the boundary region to the surface of the narrow side structure and / will be.
  • a control concept for achieving a uniformly shaped sump tip can be realized according to another embodiment of the invention in an advantageous manner that for setting the desired position and / or formation of the sump tip of G fauxstrangs or on the basis of or simulation and computational models a desired sump length in
  • the SPDF S olidification P oint D ifference F actor
  • a maximum SPDF max value is exceeded, by increasing the amount of sprayed water in the edge zones of the casting strand in the area of the sump tip, the desired SPDF value adjusted and adjusted.
  • a control concept for achieving a constant outlet thickness of the cast strand can advantageously be realized according to the invention by adjusting the desired geometric dimension of the cast strand by means of or on the basis of the simulation and calculation models starting from the desired final thickness of the cast strand at the end of the plant to the mold over the length of the casting strand which calculates, adjusts and adjusts a position for providing the cooling rate and / or deformation necessary for achieving the desired dimension of the casting strand for each segment and / or roll.
  • segment adjustment and / or roller adjustment it is also expedient if the segment adjustment and / or roller adjustment to be set at each segment there to achieve a strand thickness necessary for achieving the desired final thickness (temperature-dependent) density (determined from the respectively determined temperature or temperature distribution) ( of the material) and the density difference resulting over the casting length is calculated by means of or on the basis of the simulation and calculation models, which the invention also provides.
  • the invention is characterized in a further embodiment in that for setting the desired surface finish or internal structure of the cast strand and for reducing voids or Kernlockerstellen means or on the basis of or simulation and calculation models on the cast strand length a desired cavity diameter is calculated and when a predetermined maximum value of the cavity diameter is exceeded, the casting speed is reduced.
  • the method according to the invention is used in the secondary cooling of the cast strand, which finally also provides the invention in an embodiment.
  • the Fig. 1 shows the generally designated 1 G manbogen a continuous casting, starting from a continuous casting mold 2, in which a liquid molten steel is poured 3, extends over the bending region 4 and the straightening region 5 into the region of solidified G manstranges 6.
  • a liquid molten steel is poured 3
  • spray water 8 as a coolant that is sprayed from the outside on its surface sides, so that within the cast strand 6, a liquid core 9 of non-solidified melt. 3 forms until this liquid core ends after passing through the straightening region 5 in the form of a sump tip 10 in the cast strand.
  • the spray 8 emerges from spray nozzles, which are arranged to several in each one engagable segment 29, of which a plurality of strung together along the casting strand 6 is arranged. In this area, the casting strand 6 is also exposed to a water cooling 11.
  • the cast strand 6 has a substantially and approximately rectangular cross-sectional area with two opposite broad sides and two opposite narrow sides.
  • the Fig. 2 shows a ZTU diagram drawn in the context of carrying out the control concept according to the invention for setting a desired microstructure with the simulation and computational model used here with cast strand cooling curves 12-15, which are characterized by their positions 12 'on the surface of a broad side of the cast strand 6, 13 'in the transition region of the broad side to an adjacent narrow side of the G beaustranges 6 and 14 'and 15' on the narrow side of the casting strand 6 differ, as shown schematically in the upper right partial image, which is a cross section through a portion of a casting strand 6, schematically.
  • the individual G manstrangabkühlkurven 12-15 are each different G manstrangkkschreibraten associated with the result that shown at the respective positions 12'-15 'in the simulation and calculation model respectively associated and detected calculation element 16 (shown the position 14' associated computing element 16 ) of the cross-sectional area set different structural components.
  • FIG. 2 are the G manstrangabkühlraten and the structural components on a cross section after 2235 mm, so even before the bending area shown.
  • the different G manstrangkkschreibraten and obtained microstructural components are in the upper left part of the Fig. 2 in the respective columns 12 "to 15", which are respectively associated with the same number cast strand cooling curve and the same-numbered position.
  • the G hasslestrangabkühlkurve 12 is thus carried out with a G manstrangkkühlrate of 0.1 K / s and there is a microstructure of 100% austenite in the area 12 'adjacent area.
  • a cast strand cooling curve 13 With a cast strand cooling rate of 2.30 K / s in a region adjoining the edge of the cast strand 6, a composition of the structure consisting of 77.91% ferrite, 1.65% pearlite, 4.24% bainite and 16.2% austenite.
  • the G hasslestrangabkühlkurve 14 is performed with a G manstrangkkühlrate of 9.93 K / s and in the adjacent to the position 14 'region 16 is a microstructure composed of 72.73% ferrite, 3.13% perlite, 7.17% bainite and 16.97% austenite.
  • the G manstrangabkühlkurve 15 is performed with a G manstrangkkühlrate of 5.30 K / s, so that in the adjoining the position 15 'cross-sectional area of the casting 6, a microstructure composition is composed of 10.41% ferrite and 89.59% austenite.
  • the cooling rates are determined, for example by means of Dynamic Solidification Control (DSC) and calculated and in the either using the simulation and calculation model calculated ZTU diagram or in such a computing unit 17, see FIG. 6 and associated description, stored and deposited ZTU diagram drawn.
  • the simulation and calculation model can also be used to calculate the structural components then obtained in the individual calculation element 16, so that the cast strand cooling rates can be controlled and influenced in a targeted manner for setting the desired structure composition at the respective position, for example by regulating the amount of coolant sprayed at the respective position or by influencing the spray area and thus the surface on which the coolant impinges on the respective surface side of the casting strand 6.
  • a control and regulation of the application of broadsides 19 and / or the narrow sides 18 of the casting strand 6 are provided.
  • the basic structure of this control and regulation shows the Fig. 6 ,
  • the centerpiece is the arithmetic unit 17, in which the simulation and calculation model 21, which is based on a mathematical / physical model, as for example in the DE 10 2012 224 502 A1 is described, is deposited.
  • step 23 a change in the coolant flowing out of the respective nozzles, in particular water, and / or the position of the nozzles relative to the surface of a broad side 19 or narrow side is produced with the aid of the simulation and calculation model 21 18 or the distance of the nozzle from the respective associated surface side changed, as indicated in step 26.
  • step 26 is intervened in the spray plan 27 of the respective loop and / or in the nozzle distribution and nozzle assembly 28.
  • the intervention in the spray plan is that the output to the respective surface side of the casting strand 6 coolant quantity is changed, that is increased or decreased.
  • the influence with respect to the nozzle distribution 28 is that thereby the position of one or more nozzles along one or more side surface (s), ie the broad side 19 and / or a narrow side 18, but in particular a narrow side 18, is changed.
  • This can be achieved, for example, by spray nozzles which are height-adjustable in relation to the height (thickness) of a cast strand 6, so that an adjustable relative position of the respective nozzle to the narrow side 18 can be adjusted by this height adjustability.
  • the distance of the respective nozzle from a broad side 19 or narrow side 18 formed changeable, so that on such an adjustment each sprayed by a nozzle surface of a broad side 19 or narrow side 18 can be influenced.
  • Part of the control step 28 is thus also a control and regulation of the nozzle distribution with wide control circuits.
  • this control loop the structure formation on the wide sides 19 and the narrow sides 18 of a cast strand 6 can be controlled and influenced in a targeted manner, wherein in particular the influence on the microstructure and microstructure distribution on the narrow sides 18 of the cast strand 6 is provided according to the invention. It is aimed at a uniform cooling.
  • values are continuously and continuously calculated during the production of the cast strand 6 which describe the formation of the respective microstructure composition and control process parameters, ie in particular the coolant admission, so that on the basis of these calculated values and process parameters a dynamic online control of the production of the casting strand 6 and in particular the cooling of the casting strand 6 is possible and adjusted.
  • the simulation and calculation model 21 combines ZTU diagrams and cast strand cooling rates determined by an online temperature model such that for each defined calculation element 16 of each G manstrangqueriteses each G toysstrangabkühlrate determined at a respectively defined and determined position and the resulting microstructure composition is calculated and is influenced by the control of G manstrangabkühlraten to the effect that adjusts the particular desired structure or desired structure composition in the respective calculation element 16.
  • this regulation and control is performed on the narrow sides 18 of the cast strand 6.
  • the control concept thus has an effect on the height-adjustable side cooling of the cast strand 6 and the control of the narrow side injection water quantity on the basis of the microstructure calculation.
  • Control concept for setting a macrostructure (CET "Columnar to equiaxed transition”).
  • the proportion of globulitic structure in ferritic steels should be above 45%.
  • the globulitic part of the structure is dependent not only on the overheating, the casting speed and the secondary cooling, but above all on the type and position of the stirrer used in the casting of a molten metal, in particular molten steel in continuous casting.
  • the casting speed and the spray water quantities (coolant) can be controlled so that the desired solidification structure is achieved with model calculations.
  • Adjustable stirrers also allow their optimal position and intensity to be calculated and adjusted.
  • the control concept for setting a macrostructure is the Fig. 7 refer to.
  • current process parameters are determined and fed to the mathematical-physical model, which is part of a simulation and calculation model 21.
  • the globulitic fraction of the macrostructure in the macrostructure which is established over the cast strand length at a respectively defined location is calculated in% and it is checked whether this calculated globulitic fraction is ⁇ the desired globulitic fraction. If so, the process parameters remain unchanged. If not, the stirrer action is increased, if possible, and / or superheat is reduced and / or the casting speed is increased.
  • the calculation model 21 is checked using micrographs. If the micrographs show a different globulitic component of the macrostructure than results from the calculation, the calculation model is adapted accordingly. With this control concept, in particular the power-adjustable stirrer with associated automation and the secondary cooling are applied and influenced.
  • the result of uniform cooling is a uniformly formed sump tip.
  • the applied or applied spray water volumes over the strand width are often not constant, but the marginal areas then so-called edge control loops are assigned by means of which a smaller specific amount of water than in the remaining area of the surface of the strand width is applied , This increases the surface temperature of the edge and the temperature drop at the edge is then not so high.
  • Negative here, however, is that the strand over its width no longer solidifies uniformly, but the sump tip forms a so-called "W" shape.
  • An uneven sump tip is very problematic. It can lead to an increased center segregation at the edges and thus in itself set an increased internal defect at various points of the casting strand 6.
  • the quantities of water in the peripheral zones are now regulated so that the SPDF value does not exceed a predetermined level, the SPDF max value. If this is the case, the spray water volumes in the edge zones are increased again.
  • the determination of the respective solidification position takes place with the aid of a mathematical-physical model which forms or is part of the one or more possibly simulation and calculation models 21.
  • the regulatory scheme is the Fig. 8 refer to.
  • the solidification front is calculated and determined.
  • the Kokillenaustritts crusher can not be determined directly from the desired final thickness and the density difference. Namely, the individual segments 29 and rollers have to be adjusted in such a way that they push away the natural sock formed by the density difference. For this purpose, the temperature difference in each calculation element 16 and the associated contraction must be calculated for the current process values. The contraction of the still liquid material (metal, steel) does not have to be taken into account, as it constantly flows through the ferrostatic load inside the strand. Thereafter, starting from the required final thickness from the end of the system to the mold down over the length of the casting strand 6, the employment for each segment 29 and its rollers 7 is calculated. If the process values are changed, a new determination of the segment position takes place immediately.
  • the difference in density and the temperature distribution at the last setting position ie at the last segment 29 of the cast strand 6 before separation of a slab, may be required there Thickness can be calculated.
  • the hydraulically adjustable segments in slab casters or adjustable single rolls in long-tailed plants serve as a strand setting.
  • the local employment can be calculated again.
  • the G hasslestrangdicke at the exit from the mold 2 is determined plant-specific and fixed and can not dynamic be adjusted.
  • About an Anstellver republic this additional thickness decrease is distributed over the individual Anstellpositionen. If the calculated material thickness after cooling is already less than the specified final thickness even without setting, this can not be compensated by changing the casting speed or amount of spray water. These changes would only delay the end of the cooling period.
  • the knowledge of the temporal temperature field of the cast strand 6 is a prerequisite.
  • the secondary dendrite arm spacing (SDAS) and a permeability which counteracts the hydrostatic pressure can be calculated.
  • the permeability describes the permeability of the dendrite structure. The greater the permeability, the greater the permeability.
  • the pressure loss of the inflowing melt increases with decreasing permeability. The make-up ends when the pressure loss of the feeding flow is greater than the ferrostatic load.
  • the control concept according to the invention consists in varying the casting speed in a continuous casting plant for slabs and long products (billet, billet or round plants) such that the shrinkage diameter determined with the mathematical-physical calculation model or one of the simulation and calculation models 21 is a given Measured value does not exceed.
  • the regulatory scheme for this regulatory concept is in the FIG. 10 shown. It can be seen that with the aid of the simulation and calculation model 21 the voids diameter (at the respective location of the cast strand 6) is calculated and compared with the desired size, ie a desired voucher diameter. If the calculated blow hole diameter is greater than specified, the casting speed will be lowered to reduce the blowhole diameter that will be created. With this control concept, the hydraulic segment and / or roller adjustment as well as the measuring and control systems of the continuous caster are influenced and acted upon

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  • Continuous Casting (AREA)

Abstract

Bei einem Verfahren zur Herstellung eines Metallstrangs umfassend das Vergießen einer Metallschmelze im Stranggießverfahren zu einem Gießstrang (6), wobei unter Zugrundelegung eines oder mehrerer die zeitabhängige Temperaturverteilung und/oder die Ausbildung eines gewünschten Gefüges über die Gießstranglänge berechnender Simulations- und Rechenmodelle (21) ständig während der Herstellung des Gießstrangs (6) Werte mitberechnet werden, welche die Ausbildung der jeweiligen Gefügezusammensetzung beschreiben und/oder diese beeinflussende Verfahrensparameter steuern und auf Basis welcher online dynamisch die Kühlung des Gießstrangs (6) eingestellt wird, soll eine Lösung geschaffen werden, mit welcher sich der Einfluss der Kühlung auf die Herstellung eines beim Stranggießen erhaltenen Gießstranges weiter verbessern lässt. Dies wird dadurch erreicht, dass das oder die Simulations- und Rechenmodelle (21) in Abhängigkeit von der berechneten aktuellen Temperaturverteilung über die Gießstranglänge und/oder in einem jeweils betrachteten Querschnitt des Gießstrangs die örtlich auf den Gießstrang aufzubringende Kühlmittelmenge und/oder die Gießgeschwindigkeit und/oder die Rollen- und/oder Segmentanstellung derart regeln, dass die gewünschte Gefügezusammensetzung oder eine gewünschte Lage der Sumpfspitze oder eine gewünschte geometrische Abmessung und/oder Oberflächenbeschaffenheit oder Innenstrukturbeschaffenheit des Gießstrangs (6) eingestellt wird/werden.

Description

  • Die Erfindung richtet sich auf ein Verfahren zur Herstellung eines Metallstrangs, insbesondere eines Stahlstrangs, umfassend das Vergießen einer Metallschmelze, insbesondere Stahlschmelze, im Stranggießverfahren zu einem Gießstrang, der mit Kühlmittel gekühlt und gewünschtenfalls dickenreduziert wird, wobei unter Zugrundelegung eines oder mehrerer die zeitabhängige Temperaturverteilung über die Gießstranglänge und/oder die Ausbildung eines gewünschten Gefüges des Gießstrangs über die Gießstranglänge beschreibender und/oder berechnender Simulations- und Rechenmodelle, insbesondere dem sogenannten DSC(Dynamic Solidification Control)-Berechnungs- und Steuerungsprogramm, ständig während der Herstellung des Gießstrangs Werte mitberechnet werden, welche die Ausbildung der jeweiligen Gefügezusammensetzung beschreiben und/oder diese oder die Gießstrangausbildung beeinflussende Verfahrensparameter steuern und auf Basis welcher online dynamisch während der Herstellung des Gießstrangs die Kühlung des Gießstrangs und/oder die Gießgeschwindigkeit eingestellt wird.
    Weiterhin richtet sich die Erfindung auf einen Gießstrang, der durch ein solches Verfahren erhalten wird.
  • Beim Vergießen einer Stahlschmelze in einer Stranggießanlage sinkt die Temperatur des erhaltenen Gießstranges beim Erstarren an jeder Querschnittsposition des Gießstranges während der Herstellung von der analysenabhängig ca. 1.550 °C betragenden Gießtemperatur bis unter 900 °C, teilweise bis unter 700 °C ab. Die Duktilität des eingesetzten Stahlwerkstoffes, die ein Bewertungskriterium für die Schwächung des Werkstoffes darstellt, weist in diesem Temperaturintervall lokale Minima auf. Bei der Durchführung des Gießprozesses wird daher auf die Temperaturführung besonderen Wert gelegt und diese so ausgewählt und eingestellt, dass in den risskritischen Biege- und Richtbereichen einer Stranggießanlage bei der Herstellung des Gießstranges die Duktilität hoch genug ist, um Risse zu vermeiden.
  • Dies wird bisher dadurch erreicht, dass der Gießstrang in der sogenannten heißen Fahrweise nur mit wenig Spritzwasser als Kühlmedium gekühlt wird. Hierdurch wird erreicht, dass die Temperaturen während der Herstellung des Gießstranges so hoch bleiben, dass der ansonsten aufgrund von sich bildenden Ausscheidungen im Stahlgefüge auftretende Duktilitätsabfall nicht auftritt. Alternativ besteht eine andere Möglichkeit zur Verminderung oder Vermeidung des Duktilitätsabfalles darin, dass der Stahl bei der Herstellung des Gießstranges sehr stark abgekühlt wird, und zwar so stark, dass der Stahl bereits die Umwandlung von γ-Eisen in α-Eisen abgeschlossen hat, wenn er in den risskritischen Biege- und Richtbereich einer Stranggießanlage eintritt. Diese Fahrweise mit einer intensiven Kühlung des erhaltenen Gießstranges hat den Vorteil, dass es aufgrund der niedrigen Temperaturen zu einer Reduzierung der Breitung des erhaltenen Gießstranges und auf den Schmalseiten des erhaltenen Gießstranges zu einer Reduzierung der Ausbauchung kommt.
  • Zudem besteht die Gefahr, dass es bei der Ausbildung von niedrigen Ferrit-Anteilen in dem sich einstellenden Gefüge, was beispielsweise dann der Fall ist, wenn sich zur Oberflächenseite hin Ferritsäume mit einem Volumenanteil von 5% bis 40% bilden, sich Ferritkörner auf den Austenitkorngrenzen absetzen, was wiederum zu einem erhöhten Risiko für die Bildung von Rissen in dem Gießstrang führt.
  • Weiterhin stellt sich bei der Abkühlung des Gießstranges die Problematik, dass bei einer ungleichmäßigen Kühlung, beispielsweise einer auf der Schmalseiten des entstehenden Gießstranges, in einem Querschnitt des Gießstranges Gefügeanteile ungleichmäßig entstehen können. Da Ferrit eine geringere Dichte und damit ein größeres spezifisches Volumen als Austenit aufweist, dehnt sich das jeweilige Stahlmaterial bei der Umwandlung von Austenit in Ferrit unterschiedlich stark aus. Wenn es nun zu einer ungleichmäßigen Kühlung des Gießstrangquerschnittes kommt, entstehen unterschiedliche Ferrit-Anteile und unterschiedliche Spannungen über den Verlauf einer Schmalseite des Gießstranges. Dies kann gegebenenfalls wiederum zu Rissen führen, insbesondere dann, wenn zusätzlich äußere Spannungen wie beispielsweise durch die Biegung des Gießstranges im Biege- oder Richtbereich einer Stranggießanlage hinzukommen.
  • Aus der DE 10 2012 224 502 A1 ist ein Simulations- und Rechenmodell bekannt, mittels welchem es möglich ist, beim Walzen metallischen Walzgutes, und hier insbesondere beim Walzen von Stahl in einer Warmbandstraße oder einem Grobblechwerk, ZTU(Zeit-Temperatur-Umwandlungs)-Diagramme oder Schaubilder zu berechnen und sich einstellende Gefügezusammensetzungen vorherzusagen. Basis dieses Simulations- und Rechenmodells ist ein Temperaturberechnungsmodell, in welches u. a. der dynamische Verlauf der Enthalpie und der Wärmeleitung als Eingangsgröße eingeht.
  • Die WO 01/91943 A1 offenbart ein Verfahren, bei welchem mittels eines Simulations- und Rechenmodells die aufzubringende Kühlmittelmenge berechnet wird, um das als Zielvorgabe definierte gewünschte Gefüge des beim Stanggießen erzeugen Gießstranges zu erhalten. Das Stranggießen wird unter Online-Berechnung unter Zugrundelegung eines die Ausbildung des gewünschten Gefüges des Gießstranges beschreibenden Simulations- und Rechenmodells durchgeführt, wobei die die Gefügeausbildung beeinflussende Variable des Stranggießverfahrens, wie zum Beispiel die zur Kühlung des Stranges vorgesehene spezifische Kühlmittelmenge, online dynamisch, d.h. während des laufenden Gießens, eingestellt werden. Mit diesem Verfahren ist es möglich, ein Stahlstranggießen derart durchzuführen, dass sich gewünschte Ferrit- und Perlit-Strukturen einstellen und/oder ausscheiden und nicht erwünschte Ausscheidungen, wie beispielsweise Aluminiumnitrid-Ausscheidungen, an den Korngrenzen vermieden werden. Das Simulations- und Rechenmodell umfasst ein metallurgisches Rechenmodell, das die Phasenumwandlungskinetik und Keimbildungskinetik berücksichtigt und ein thermisches Rechenmodell, das eine Temperaturanalyse aufgrund der Lösung von Wärmeleitungsgleichungen ermöglicht. Basis ist insbesondere die angemessene Berücksichtigung der Gibbs'schen Energie und die Multikomponentensysteme in das Rechenmodell integriert sind. Dieses bekannte Simulations- und Rechenmodell umfasst auch die Maßnahme, auf Basis der im Rechner gespeicherten ZTU-Schaubilder und der sich in Abhängigkeit von der Zeit einstellenden Temperatur den Anteil an umgewandeltem Material zu berechnen, um somit auch die gegebenenfalls ungleichmäßig stattfindende Kühlung des erzeugten Gießstranges berücksichtigen zu können.
  • Mit bekannten Temperaturberechnungsverfahren wie zum Beispiel dem DSC (Dynamic Solidification Control)-Verfahren bzw. dem DSC(Dynamic Solidification Control)-Berechnungs- und Steuerungsprogramm, welches ein von der Anmelderin entwickeltes Programm bezeichnet, ist es möglich, die Wärmeleitungsgleichung ρ c p ∂ T ∂ t − ∂ ∂ s λ ∂ T ∂ s = Q
    Figure imgb0001
     für jede Strangposition dynamisch für die aktuellen Gießverhältnisse in der Gießanlage numerisch zu lösen. Insbesondere bei Dick- und Dünnbrammen sowie Knüppel, Rund- und Vorblockanlagen findet dieses Modell Anwendung. Mit einem integrierten Materialmodell können dann Werkstoffdaten wie Phasengrenzen, Enthalpien, Liquid Fraction Anteile, Dichte und Wärmeleitzahl für jede Analyse und jede Temperatur berechnet werden. Die Temperaturberechnung erfolgt unter Berücksichtigung aller Anlagenkomponenten wie:
    • Kokille (Wassermenge, Wassertemperatur, Wassertemperaturerhöhung, Kupferwanddicke, Gießpulvereinfluss)
    • Rollen (Durchmesser, Anpresskraft, Rollentemperatur)
    • Rührer (Position und Intensität)
    • Isolierungen (Verminderung der Wärmestrahlung)
    • Sekundärkühlzone (Einzelposition jeder Düse, Wasser- und Luftmenge, Wasser und Luftdruck, Schwallwasser, Wassertemperatur, Leidenfrosteffekte)
    • Lagerlücken (kein Rollenkontakt, eventuell mehr Schwallwasser) Rollgängen (Wärmeverlust durch Strahlung und Konvektion an Luft)
  • Aus der berechneten Temperatur an jeder Strangposition können weitere technologische Größen abgeleitet werden:
    • Strangschalendicke:
  • Da die Temperatur an jedem Berechnungsknoten bekannt ist, kann über die Kenntnis der Solidustemperatur aus dem Materialmodell zu jedem Zeitpunkt und für jede Anlagenposition die Dicke der Strangschale berechnet werden.
    Von besonderem Interesse ist auch die Durchschnittstemperatur der Strangschale, denn Temperaturschwankungen im bereits erstarrten Material können zu Spannungen und zu Rissen führen.
    • Lage der Sumpfspitze:
  • Sobald alle Temperaturen des Strangquerschnittes kleiner der Solidustemperatur sind, ist der Strang durcherstarrt. Die Position der völligen Durcherstarrung ist in einer Gießanlage von besonderer Wichtigkeit, da sie nicht über die letzten Rolle hinauslaufen darf um ein unkontrolliertes Aufblähen des Stranges (Walbildung) zu verhindern. Für die Durchführung einer sogenannten Softreduction wird ebenfalls die exakte Position der Sumpfspitze benötigt.
    • Solid Fraction Anteile (Festphasenanteile):
  • Neben der Schalendicke können auch die Isolinien für alle Solid Fraction Anteile im Erstarrungsintervall und die Isolinien unterhalb der Solidustemperatur (Ts-10°C bis Ts-50°C) berechnet werden. Mit dieser Methode ist es auch möglich, den Bildungsort von Innenrissen im Gießstrang in der Anlage auszuwerten und den Zusammenhang zwischen Innenrissen in der Nähe der Nullzähigkeitstemperatur TNZ (ZDT) zu verdeutlichen. Kenngrößen der Innenrissanfälligkeit sind die Nullfestigkeitstemperatur (ZST) oder besser die Nullzähigkeitstemperatur (ZDT). Mit der Temperatur TNZ (ZDT) werden in der Literatur Solid Fraction Anteile von 0.97, 0.98, 0.99 und 1.0 gleichgesetzt. Ausgangspunkt ist eine Rissentstehung im Bereich 0.90 < fs < 1.0. Der Rissfortschritt verläuft nach außen in das Nullzähigkeitsgebiet bis in den Temperaturbereich Ts-10°C bis Ts-50°C hinein. Die Solid Fraction Anteile werden ebenfalls zur Bestimmung der Softreduction Positionen benötigt. Der optimale Zeitpunkt bei Softreduction ist mit dem Flüssigfest Verhältnis (Solid Fraction Anteil) im Strangkern bestimmt, das ein Kriterium für die Auswertung der Auswirkung der Softreduction auf die Mittenseigerung ist. Bei der Erstarrung des flüssigen Stahls bewirkt die unterschiedliche Löslichkeit der Legierungselemente im Festen und im Flüssigen eine Anreicherung der Legierungselemente in der schmelzflüssigen Phase. Als Folge davon weisen die zuletzt erstarrenden Bereiche eine höhere Konzentration auf als die Ausgangskonzentration (nominale Analyse). In diesem Gebiet kommt es dadurch zu einer Absenkung der Solidustemperatur. Dies ist nicht für die Walbildung maßgeblich, aber für die Erkennung von Heißrissen.
    • Duktilität:
  • Für eine gegebene Duktilitätskurve eines Werkstoffes und einem Wert für die minimal zulässige Duktilität im risskritischen Biege- und Richtbereich kann der Duktilitätsverlauf an der gesamten Oberfläche dargestellt werden. Ebenso können Isothermen des kritischen Duktilitätsverlaufes zur Lokalisierung von Innenrissen benutzt werden.
    • Bulging:
  • Mit Hilfe der Temperatur und der Strangschalendicke kann an jeder Anlagenposition unter Berücksichtigung der Rollenabstände die Ausbauchung und die zugehörige Dehnung berechnet werden. Die Dehnung kann mit einer vorgegebenen maximal erlaubten Dehnung verglichen werden.
    • Lunker und Kernlockerstellen:
  • Eines der metallurgischen Probleme des Stranggießens ist die Bildung einer großen gerichtet dendritischen Zone auf Kosten des Bereichs der globulitischen Kernzone, da die wesentlich höheren Abkühlgeschwindigkeiten beim Stranggießen große Temperaturgradienten an der Grenzfläche fest-flüssig (mushy Zone) hervorrufen.
  • Während der Erstarrung kommt es zu einer Volumenschwindung. Diese entstehenden Hohlräume müssen mit Schmelze aufgefüllt werden. Wenn ein kontinuierliches Nachfließen mit flüssiger Schmelze nicht mehr oder unzureichend gewährleistet werden kann, können sich bei der Erstarrung Kernlunker (Knüppel und Vorblock) und Kernporen/Kernlockerungen (Brammen und Vorblock) bilden.
  • Bei Brammen spitzt sich der Sumpf keilförmig wegen der eindimensionalen Wärmeableitung und Erstarrung zu. Örtliche Kristallbrücken führen nicht zu einer völligen Abschnürung des Sumpfes, so dass die Nachspeisung von Schmelze weiter möglich ist und keine Kernlunker sondern höchstens Kernlockerungen entstehen.
    Runde und quadratische Stränge haben wegen der zweidimensionalen Wärmeableitung und Erstarrung einen spitz zulaufenden kegeligen Krater, durch das flüssiges Metall nachgespeist wird, um die Erstarrungsschwindung auszugleichen. Günstig orientierte, voreilende Dendriten können Brücken bilden, den darunter befindlichen Sumpf abschließen und ein Nachspeisen mit Schmelze von oben behindern oder unterbinden. Diese Vorgänge führen im Strang zum Kernlunker und Kernlockerung.
  • Voraussetzung für die Berechnung von Lunkern und Porenbildung ist das zeitliche Temperaturfeld des Stranges. Über die Temperaturverteilung und die hieraus berechnete Erstarrungsgeschwindigkeit können der Sekundär-Dendritenarmabstand (SDAS) und eine dem hydrostatischen Druck entgegenwirkenge Permeabilität berechnet werden. Die Permeabilität beschreibt die Durchlässigkeit der Dendritenstruktur. Je größer die Permeabilität ist umso größer ist die Durchlässigkeit. Der Druckverlust der nachströmenden Schmelze steigt mit abnehmender Permeabilität. Die Nachspeisung endet wenn der Druckverlust der nachspeisenden Strömung größer als die ferrostatische Last ist. Dies ist bei einer Auftragung von Druckverlust und hydrostatischem Druck in bar über dem Abstand vom Gießspiegel in Meter (m), und damit über der Gießstranglänge, Schnittpunkt der Kurven von Druckverlust und hydrostatischen Druck der Fall.
    • Erstarrungsgefüge (Makrogefüge):
  • Die Mittenseigerungen werden mit dem Auftreten des transkristallinen (gerichteten) Erstrarrungsgefüges in Verbindung gebracht. Die Ursachen sind Strömungen der Restschmelze im Bereich der Sumpfspitze, die zu einer Umverteilung der Legierungselemente führen. Die angereicherte Schmelze gelangt zur Strangmitte und verursacht dort die positive Mittenseigerung. Es ist charakteristisch für eine Mittenseigerung, dass mit der Anreicherung in der Strangmitte immer eine Verarmung der sich anschließenden Bereiche verbunden ist. Die positive Seigerung muss mengenmäßig der negativen entsprechen. Es ist von großer Bedeutung, zu erkennen, wie der Anteil des globulitischen (ungerichteten & equiaxed) Erstarrungsgefüges von stranggießtechnischen Maßnahmen und der Stahlzusammensetzung abhängt. Ist das Erstarrungsgefüge globulitisch (ungerichtet & equiaxed), sind die beobachteten Seigerungen meist geringer.
  • Stähle mit hohem Kohlenstoffgehalt haben eine viel größere Neigung zur Mittenseigerung (Makroseigerung) als solche mit geringem oder mittlerem Kohlenstoffgehalt. Hoher Kohlenstoffgehalt begünstigt die transkristalline (gerichtete) Erstarrung und damit die Mittenseigerung. Der Werkstoff ist zusätzlich durch Innenfehler geschwächt, was zur Brüchigkeit während des Transportes führt.
  • Zur Vermeidung von Oberflächenfehlern (Zugrilligkeit) im fertig gewalzten Kaltband bei ferritischen Stählen ist es wünschenswert einen Mindestanteil an globulitischem (equiaxed) Gefüge zu erzielen.
  • Aus den berechneten Temperaturfeldern können die Erstarrungsgeschwindigkeiten und der Temperaturgradienten an der Erstarrungsfront bestimmt werden. Mit einem gekoppelten Werkstoffmodell CET kann dann der Anteil an globulitischen Gefüge berechnet werden. Der globulitische Anteil am Erstarrungsgefüge lässt sich durch den Einsatz von Rührern und das Gießen mit niedriger Überhitzungstemperatur erhöhen.
    • Mikrogefüge: ▪ γ/α Phasenumwandlung
  • Ein wichtiger Aspekt der Duktilitätseigenschaften von Brammen ist der Gefügezustand. Bei der "harten Kühlung" wird der Strang z.B. zur Vermeidung von Ausbauchungen stark gekühlt um schnell eine dicke Strangschale zu bekommen. Hierbei kann die Temperatur unter die Umwandlungstemperatur γ/α sinken. Da Ferrit sehr viel weicher als Austenit ist, wird angenommen, dass die Verformung des Materials vorzugsweise an den Ferritsäumen vor sich geht. Der Bruch wird dann an den Ferritsäumen initiiert. Aus berechneten Temperaturfeldern können für beliebige Strangpositionen die Abkühlraten berechnet werden. Mit diesen Abkühlraten und den minimal erreichten Temperaturen kann mit einem gekoppelten synthetischen ZTU-Modell die Gefügeverteilung abgelesen werden.
    • ▪ Ausscheidungsbildung
  • In den meisten Untersuchungen wird die Ferritversprödung unter A3 Temperatur durch Zusammenwirken von Ferritsäumen und Ausscheidungen erklärt. Die Ferritsäume bilden sich bei Unterschreiten der A3-Temperatur an den Austenitkorngrenzen und Ausscheidungen der Nitride und Karbonitride erfolgen in diesen Ferritsäumen.
    • Zunderberechnung:
  • Bei einer "heißen Fahrweise" wird in Teilen des Horizontalbereiches des Gießstranges kein Spritzwasser aufgebracht. Hierdurch platzt der sich bildende Zunder nicht ab und die Wärmeabfuhr des Stranges wird durch eine Zunderschicht verringert. Durch Addition des vorhandenen und des abgeplatzten Zunders lässt sich der Produktionsverlust bestimmen.
    • Aus der Praxis sind folgende Regelungssysteme bekannt: Spritzplan:
  • Über ein Tabellenwerk wird für mehrere Gießgeschwindigkeitsstützstellen für jeden Regelkreis die Wassermengen vorgegeben. Zwischen diesen Stützstellen werden die Wassermengen linear interpoliert. Bei einer Änderung der Gießgeschwindigkeit werden sofort die Wassermengen in allen Regelkreisen geändert.
    • LifeTime Regelung:
  • Bei einer Änderung der Gießgeschwindigkeit werden nicht sofort die Wassermengen alle Regelkreise geändert. Die Änderungen werden über das Strangalter bestimmt.
    • Temperaturregelung:
  • Für bestimmte Positionen in der Sekundärkühlung, in der Regel das Ende einer Kühlzone, werden je nach Werkstoffgruppe Solltemperaturen vorgegeben. Die Spritzwassermengen werden nun so geregelt, dass diese vorgegebenen Temperaturen eingestellt werden. Hierdurch behält der Strang auch bei Änderungen der Gießgeschwindigkeit die gleiche Temperaturverteilung und dadurch konstante Qualitäten. Durch eine dynamische Änderung der Solltemperaturkurve kann automatisch auf ungewollte Probleme reagiert werden.
  • So kann durch eine Absenkung der Solltemperaturen frühzeitig die Ausbildung einer zu langen Sumpfspitze vermieden werden.
    • Sumpfspitzenregelung:
  • Regelung der Wassermengen oder der Gießgeschwindigkeit um die Sumpfspitze an eine gewünschte Position zu legen.
    • Gießgeschwindigkeitsregelung:
  • Die Gießgeschwindigkeit wird variiert, um an einer vorgegebenen Position die Sumpfspitze zu legen oder um eine gewünschte Temperatur zu erreichen.
    • Duktilitätsregelung:
  • Der Temperaturverlauf wird so geregelt, dass in den risskritischen Biege- und Richtbereich die Oberflächentemperaturen einen kritischen Wert nicht unterschreiten. Dieser kritische Temperaturwert berechnet sich aus dem Schnittpunkt der vorgegebenen Duktilitätskurve mit dem Wert einer kritischen Grenze (z.B. 75 %).
    • Dehnungsregelung:
  • So wie aus dem aktuellen Temperaturverlauf die aktuelle Dehnung berechnet werden kann, kann auch aus der zulässigen maximalen Dehnung ein maximal zulässiger Temperaturwert zurück gerechnet werden. Die Berechnung der maximal zulässigen Temperaturwerte erfolgt aus der maximalen Dehnung mit Hilfe eines rekursiven Berechnungsverfahrens, da mit sinkender Temperatur die Strangschale dicker wird und sich die Ausbauchung und damit auch die Dehnung vermindert.
  • Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, eine Lösung zu schaffen, mit welcher sich der Einfluss der Kühlung auf die Herstellung eines beim Stranggießen erhaltenen Gießstranges weiter verbessern lässt.
  • Bei einem Verfahren der Eingangs näher bezeichneten Art wird diese Aufgabe erfindungsgemäß dadurch gelöst, dass das oder die Simulations- und Rechenmodelle in Abhängigkeit von der berechneten aktuellen Temperaturverteilung über die Gießstranglänge und/oder in einem jeweils betrachteten Querschnitt des Gießstrangs die örtlich auf den Gießstrang aufzubringende Kühlmittelmenge und/oder Kühlmittelverteilung, insbesondere Spritzwassermenge und/oder Spritzwasserverteilung, und/oder die Gießgeschwindigkeit und/oder die Rollen- und/oder Kühlsegmentanstellung derart regeln, dass das gewünschte Gefüge oder die gewünschte Gefügezusammensetzung oder ein gewünschter Bereich oder eine gewünschte Lage und/oder Ausbildung der Sumpfspitze oder eine gewünschte geometrische Abmessung und/oder Oberflächenbeschaffenheit oder Innenstrukturbeschaffenheit des Gießstrangs eingestellt wird/werden.
  • Ein erfindungsgemäßer Gießstrang zeichnet sich dadurch aus, dass er durch ein Verfahren nach einem der Ansprüche 1-12 erhalten wird oder erhältlich ist.
  • Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren lassen sich nun verschiedene Regelungsmechanismen realisieren, die alle eine Verbesserung der Kühlung des sich beim Stranggießen bildenden Gießstranges und/oder dessen geometrischen, mechanischen, gefügemäßigen oder oberflächenmäßigen Eigenschaften oder Ausgestaltungen bewirken. Basis ist immer mindestens ein Simulations- und Rechenmodell, dem sich die aktuelle Temperaturverteilung über die Gießstranglänge und/oder in einem jeweils betrachteten Querschnitt des Gießstrangs berechnen lässt. Mit Hilfe eines solchen oder mehrerer solcher Simulations- und Rechenmodelle lassen sich verschiedene Regelungskonzepte bezüglich des Makrogefüges, des Mikrogefüges, zur Erzielung einer gleichmäßig ausgebildeten Sumpfspitze, zur Regelung einer konstanten Auslaufdicke des Gießstranges und zur Verminderung von Lunker und Kernlockerstellen realisieren, die nachstehend noch ausgeführt sind.
    • Regelungskonzept Makrogefüge:
  • Für ein auf das Makrogefüge gerichtetes Regelkonzept ist es von Vorteil, wenn gemäß Ausgestaltung der Erfindung ein gewünschtes Makrogefüge, wobei es sich um das Erstarrungsgefüge handelt, mit einem globulitischen Gefügeanteil von mindestens 30%, vorzugsweise mindestens 35%, und bei ferritischem Stahl von mindestens 40%, vorzugsweise mindestens 45%, eingestellt wird. Die %-Angaben beziehen sich jeweils auf die Fläche eines Schliffbildes.
  • Vorteilhaft ist es für die Einstellung des Makrogefüges, aber auch des Mikrogefüges, weiterhin, wenn zur Einstellung des gewünschten Makrogefüges bei einer mit einem Rührer ausgestatteten Stranggießanlage die Gießgeschwindigkeit und die Spritzwassermenge geregelt werden und bei einer Stranggießanlage mit verstellbarem Rührer zusätzlich die in Bezug auf die Erzielung des gewünschten Makrogefüges und/oder die gewünschte Gefügezusammensetzung des Gießstrangs optimale Rührerposition und die Rührintensität mittels oder auf Basis des Simulations- und Rechenmodells berechnet und eingestellt werden, wodurch sich die Erfindung weiterhin auszeichnet. Bei einer vorgegebenen Überhitzung wird die Gießgeschwindigkeit und/oder die Sekundärkühlung so geregelt, dass das gewünschte Gefüge erzielt wird.
    • Regelungskonzept Mikrogefüge:
  • Ein Regelungskonzept für die Ausbildung des Mikrogefüges in dem sich bildenden Gießstrang zeichnet sich dadurch aus, dass zur Einstellung des gewünschten Mikrogefüges das Simulations- und Rechenmodell ZTU(Zeit-Temperatur-Umwandlungs)-Diagramme umfasst und diese mit mittels eines Online-Temperaturmodells des Gießstrangs berechneten Gießstrangabkühlraten derart kombiniert werden, dass für jedes definierte Berechnungselement eines jeden Gießstrangquerschnitts die jeweils aktuelle Gießstrangabkühlrate und die sich daraus ergebende Gefügezusammensetzung berechenbar und berechnet werden sowie durch Steuerung der Gießstrangabkühlraten das gewünschte Gefüge eingestellt wird.
  • Mit Hilfe dieser Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Verfahrens ist es möglich, die Abkühlbedingungen an dem sich bildenden Gießstrang beim Stranggießen derart einzustellen, dass die Gefügeumwandlung gleichmäßig über den Querschnitt und insbesondere in den Randbereichen zur Oberflächenseite des Gießstranges hin erfolgt und Ferritsäume mit einem Ferritanteil von ca. 5 bis 40 % und somit in Bereichen mit niedrigen Ferritgehalten auf den Korngrenzen vermieden werden können.
  • Eine kontinuierliche, dynamische und ständige online-Berechnung des sich jeweils an einem Gießstrangquerschnitt einstellenden Gefügebildes, d.h. der sich in einer solchen Querschnittsfläche einstellenden Gefügezusammensetzung und Gefügeverteilung wird bisher bei der Herstellung eines Metallstranges, insbesondere eines Stahlstranges, im Stranggussverfahren nicht durchgeführt.
  • Mit der Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Verfahrens ist es nun möglich, einen Gießstrang bei seiner Herstellung gleichmäßig zu kühlen, da zu jedem Gießstrangquerschnitt die jeweilige Gießstrangabkühlrate und das zu jedem Zeitpunkt in diesem Gießstrangquerschnitt entstehende Gefüge, d.h. die jeweilige Gefügezusammensetzung, berechnet werden können. Sollten sich dabei Ungleichmäßigkeiten oder ungewünschte Gefügezusammensetzungen zeigen, so kann mit Hilfe des oder der Simulations- und Rechenmodelle eine derartige Nachsteuerung und Änderung der jeweiligen Gießstrangabkühlraten durchgeführt werden, dass eine gleichmäßige Abkühlung und damit ein nahezu gleichmäßiges Gefügebild an der Oberfläche des jeweiligen Querschnittes erreicht wird.
  • Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren und dessen Ausgestaltungen und Weiterbildungen sowie insbesondere mit dem oder den in einer entsprechenden Rechnereinheit hinterlegten Simulations- und Rechenmodellen ist es möglich, dass die bei den jeweiligen Stahlsorten bei verschiedenen Abkühlgeschwindigkeiten auftretenden Grenzen des dritten Duktilitätsminimums berechnet und eingezeichnet werden. Eine solche Möglichkeit ist in der DE 10 2012 224 502 A1 beschrieben und kann grundsätzlich auch für die Anwendung beim Gießen eines Gießstranges in einer Stranggießanlage adaptiert werden. In das oder die jeweils berechneten ZTU-Schaubild(er) oder in aufgrund von Messwerten errechnete und in dem Simulations- und Rechenmodell hinterlegte ZTU-Diagramme können die jeweils berechneten Kühlraten eingezeichnet und zur Berechnung der dann entstehenden Gefügeanteile genutzt werden. In die jeweils erstellten ZTU-Diagramme können auch die bei der jeweiligen Stahlsorte bei den verschiedenen Temperaturen auftretenden Duktilitätsminima eingezeichnet werden. Ein Online-Temperaturmodell, mit welchem die jeweiligen Kühlraten berechnet werden, stellt das Dynamic Solidification Control (DSC)-Verfahren oder -Modell dar. Mit Hilfe des derart aufgebauten Simulations- und Rechenmodells kann an jeder beliebigen Position in Gießrichtung des Gießstranges ein Gießstrangquerschnitt mit der sich dann dort aktuell einstellenden Gefügeverteilung erstellt und visualisiert bzw. dargestellt werden. Für alle Berechnungselemente über den Querschnitt des Gießstranges an einer definierte, bestimmten Stelle lassen sich damit die jeweils aktuellen Kühlraten und die sich daraus ergebenden Gefügeanteile berechnen.
  • Mit dem erfindungsgemäßen Verfahren und dessen Ausgestaltungen und Weiterbildungen lassen sich die auf die jeweilige Oberflächenseite(n) des Gießstranges aufzubringende Kühlmittelmenge, insbesondere Wassermenge, oder die Position der Düsen, beispielsweise durch Höhenverstellung der Düsen, derart regeln und steuern, dass eine gleichmäßige Umwandlung des Gefüges aus dem Austenit in den Ferrit auf der Schmal- und/oder Breitseite erzielt werden kann. Hierdurch kann insbesondere bei der starken, intensiven Kühlung das dann auftretende Risiko von Oberflächenrissen als Folge einer ungleichmäßigen Kühlung vermindert werden.
  • Ziel einer Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Verfahrens ist es, eine gleichmäßige gewünschte Gefügeverteilung zu erzielen. In Ausgestaltung zeichnet sich die Erfindung daher dadurch aus, dass die Gießstrangabkühlraten an ihrer jeweiligen Position bezüglich des Gießstrangs durch Regelung der in diesem Bereich jeweils auf den Gießstrang auftreffenden Kühlmittelmenge und/oder die Steuerung des Ortes oder der Fläche des Auftreffens des Kühlmittels auf den Gießstrang derart gesteuert und geregelt werden, dass eine möglichst gleichmäßige Umwandlung des Metallgefüges auf der Schmalseite und/oder der Breitseite des Gießstrangs, insbesondere bei einem Stahlstrang unter Vermeidung der Ausbildung der Absetzung von Ferritkörnern auf Austenitkorngrenzen, sogenannten Ferritsäumen, erreicht wird.
  • Erfindungsgemäß ist es hierbei dann auch möglich, mittels des oder der Anwendung findenden Simulations- und Rechenmodelle auch unmittelbar ZTU-Schaubilder oder Diagramme zu berechnen und der Steuerung der Kühlmittelbeaufschlagung zugrunde zu legen. Die Erfindung sieht daher weiterhin vor, dass die ZTU(Zeit-Temperatur-Umwandlungs)-Diagramme mittels des Simulations- und Rechenmodells berechnet werden. Hierzu ist ein rekursives Berechnungsverfahren nötig, mit dessen Hilfe aus der Abkühlgeschwindigkeit die erforderliche Kühlintensität der Sekundärkühlung berechnet wird.
  • Es ist möglich, dass die Gießstrangabkühlraten an ihrer jeweiligen Position bezüglich des Gießstrangs durch Regelung der in diesem Bereich jeweils auf den Gießstrang auftreffenden Kühlmittelmenge und/oder die Steuerung des Ortes oder der Fläche des Auftreffens des Kühlmittels auf den Gießstrang derart gesteuert und geregelt werden, dass eine möglichst gleichmäßige Umwandlung des Metallgefüges über die jeweils betrachtete Querschnittsfläche oder Seitenfläche des Gießstrangs erreicht wird.
  • Insbesondere ist die Anwendung des erfindungsgemäßen Verfahrens zur Steuerung einer gleichmäßigen Gefügeausbildung und einer gleichmäßigen Kühlung der Schmalseiten eines üblicherweise querschnittsmäßig rechteckig ausgebildeten Gießstranges zur Vermeidung von Rissbildungen von Vorteil. Die Erfindung sieht daher auch vor, dass die Gießstrangabkühlraten in Bezug auf die Schmalseiten des Gießstrangs ermittelt werden und die auf die Schmalseiten des Gießstrangs auftreffende Kühlmittelmenge und/oder der Ort oder die Fläche, auf welche(n) das Kühlmittel auf der jeweiligen Schmalseite des Gießstrangs aufgebracht wird, in Anhängigkeit von dem sich im Grenzbereich zur Oberfläche der Schmalseite einstellenden Gefüge gesteuert und geregelt wird/werden.
    • Regelungskonzept gleichmäßige Sumpfspitze
  • Ein Regelungskonzept zur Erzielung einer gleichmäßig ausgebildeten Sumpfspitze lässt sich gemäß weiterer Ausgestaltung der Erfindung in vorteilhafter Weise dadurch realisieren, dass zur Einstellung der gewünschten Lage und/oder Ausbildung der Sumpfspitze des Gießstrangs mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle eine gewünschte Sumpflänge in Form eines SPDF(Solidification Point Difference Factor)-Wertes (Definition siehe weiter unten) berechnet wird und bei Überschreiten eines maximalen SPDFmax-Wertes durch Erhöhung der Spritzwassermenge in den Randzonen des Gießstrangs im Bereich der Sumpfspitze der gewünschte SPDF-Wert eingeregelt und eingestellt wird.
    • Regelungskonzept konstante Auslaufdicke
  • Ein Regelungskonzept zur Erzielung einer konstanten Auslaufdicke des Gießstranges lässt sich gemäß Weiterbildung der Erfindung in vorteilhafterweise dadurch realisieren, dass zur Einstellung der gewünschten geometrischen Abmessung des Gießstrangs mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle ausgehend von der gewünschten Enddicke des Gießstrangs am Anlagenende bis zur Kokille über die Länge des Gießstrangs die eine zur Bereitstellung der für das Erreichen der gewünschten Abmessung des Gießstrangs notwendige Kühlrate und/oder Verformung bewirkende Anstellung für jedes Segment und/oder jede Rolle berechnet, eingeregelt und eingestellt wird. Bei dieser Ausgestaltung der Erfindung ist es zudem zweckmäßig, wenn die an einem jeden Segment dort zur Erreichung einer für die Erzielung der gewünschten Enddicke jeweils notwendigen Strangdicke einzustellende Segmentanstellung und/oder Rollenanstellung aus der aus der jeweils ermittelten Temperatur oder Temperaturverteilung ermittelten (temperaturabhängigen) Dichte (des Werkstoffs) und der sich über die Gießstranglänge ergebenden Dichtedifferenz mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle berechnet wird/werden, was die Erfindung ebenfalls vorsieht.
    • Regelungskonzept Lunkerbildung
  • Um Lunkerbildungen und die Bildung von Kernlockerstellen zu vermindern, ist das Zurückgreifen auf eine Geschwindigkeitsregelung besonders vorteilhaft. Um ein darauf basierendes Regelungskonzept zu realisieren, zeichnet sich die Erfindung in weiterer Ausgestaltung dadurch aus, dass zur Einstellung der gewünschten Oberflächenbeschaffenheit oder Innenstrukturbeschaffenheit des Gießstrangs und zur Verminderung von Lunker- oder Kernlockerstellen mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle über die Gießstranglänge ein gewünschter Lunkerdurchmesser berechnet wird und bei Überschreiten eines vorgegebenen Höchstwertes des Lunkerdurchmessers die Gießgeschwindigkeit verringert wird.
  • Insbesondere wird das erfindungsgemäße Verfahren bei der Sekundärkühlung des Gießstranges angewendet, was die Erfindung in Ausgestaltung schließlich auch vorsieht.
  • Die Erfindung ist nachstehend anhand einer Zeichnung beispielhaft näher erläutert. Diese zeigt in
    • Fig. 1
    in schematischer Darstellung eine Stranggießanlage mit Gießstrang,
    Fig. 2
    ein mit einem erfindungsgemäßen Simulations- und Rechenmodell berechnetes ZTU-Diagramm mit eingezeichneten Gießstrangabkühlkurven,
    Fig. 3
    in schematischer Darstellung einen Querschnitt durch den Gießstrang mit Darstellung der bei einer Abkühlung gemäß Fig. 2 entstehenden Gefügeanteile,
    Fig. 4
    eine der Fig. 2 entsprechende Darstellung bei ungleichmäßiger Abkühlung des Gießstranges nach dem Stand der Technik,
    Fig. 5
    das ZTU-Diagramm nach der Fig. 4 mit eingezeichnetem kritischen Ferrit-Bereich,
    Fig. 6
    in schematischer Darstellung den Regelungsmechanismus zur Erzielung einer gleichmäßigen Kühlung, insbesondere der Schmalseiten des Gießstrangs,
    Fig. 7
    ein Regelungsschema für die Realisierung eines Regelungskonzeptes zur Einstellung eins gewünschten Makrogefüges,
    Fig. 8
    ein Regelungsschema für die Realisierung eines Regelungskonzeptes zur Erzielung einer gleichmäßig ausgebildeten Sumpfspitze,
    Fig. 9
    ein Regelungsschema für ein Regelungskonzept zur Erzielung einer konstanten Auslaufdicke des Gießstrangs und in
    Fig.10
    ein Regelungsschema eines Regelungskonzepts zur Verminderung von Lunker- und Kernlockerstellen im Gießstrang.
  • Die Fig. 1 zeigt den insgesamt mit 1 bezeichneten Gießbogen einer Stranggießanlage, der sich von einer Durchlaufkokille 2 ausgehend, in die eine flüssige Stahlschmelze 3 vergossen wird, über den Biegebereich 4 und den Richtbereich 5 bis in den Bereich des durcherstarrten Gießstranges 6 erstreckt. Im Verlaufe des Gießbogens wird der sich bildende Gießstrang 6 auf hydraulisch anstellbaren Stützrollen 7 geführt und mit Spritzwasser 8 als Kühlmittel, das von außen auf seine Oberflächenseiten gesprüht wird, gekühlt, so dass sich innerhalb des Gießstranges 6 ein flüssiger Kern 9 aus nicht erstarrter Schmelze 3 ausbildet, bis dieser flüssige Kern nach Durchlaufen des Richtbereiches 5 in Form einer Sumpfspitze 10 in dem Gießstrang endet. Das Spritzwasser 8 tritt aus Spritzdüsen aus, die zu mehreren in jeweils einem anstellbaren Segment 29 angeordnet sind, wovon eine Vielzahl aneinandergereiht längs des Gießstranges 6 angeordnet ist. In diesem Bereich ist der Gießstrang 6 zudem einer Wasserkühlung 11 ausgesetzt. Der Gießstrang 6 weist eine im Wesentlichen und annähernd rechteckige Querschnittsfläche mit zwei sich gegenüber liegenden Breitseiten und zwei sich gegenüber liegenden Schmalseiten auf. Während des Abkühlens der Stahlschmelze 3 bilden sich in Abhängigkeit von der jeweiligen Stahlsorte sowie den jeweils eingestellten Gießstrangabkühlraten unterschiedliche Gefüge und Gefügeanteile innerhalb des Gießstranges 6 und damit in einer jeden (denkbaren) Querschnittsfläche über die von der Durchlaufkokille 2 bis zur Sumpfspitze 10 oder dem sich danach gebildet habenden durcherstarrten Gießstrang 6 hin erstreckende Länge des Gießstrangs 6 oder Metallstrangs, insbesondere Stahlstrangs, aus.
  • Die Fig. 2 zeigt ein im Rahmen der Durchführung des erfindungsgemäßen Regelungskonzeptes zur Einstellung eines gewünschten Mikrogefüges mit dem dabei zur Anwendung kommenden Simulations- und Rechenmodell erstelltes ZTU-Diagramm mit darin eingezeichneten Gießstrangabkühlkurven 12-15, die sich durch ihre Positionen 12' auf der Oberfläche einer Breitseite des Gießstranges 6, 13' im Übergangsbereich der Breitseite zu einer angrenzenden Schmalseite des Gießstranges 6 sowie 14' und 15' auf der Schmalseite des Gießstranges 6 unterscheiden, wie dies schematisch in dem oberen rechten Teilbild, das schematisch einen Querschnitt durch einen Teilbereich eines Gießstranges 6 darstellt, dargestellt ist. Den einzelnen Gießstrangabkühlkurven 12-15 sind jeweils unterschiedliche Gießstrangabkühlraten mit dem Ergebnis zugeordnet, dass sich an den jeweiligen Positionen 12'-15' in dem vom Simulations- und Rechenmodell jeweils zugeordneten und erfassten Berechnungselement 16 (dargestellt ist das der Position 14' zugeordnete Berechnungselement 16) des Querschnittsbereiches unterschiedliche Gefügeanteile einstellen. In Figur 2 sind die Gießstrangabkühlraten und die Gefügeanteile an einem Querschnitt nach 2235 mm, also noch vor dem Biegebereich, dargestellt. Die unterschiedlichen Gießstrangabkühlraten und erhaltenen Gefügeanteile sind in dem oberen linken Teilbild der Fig. 2 in den jeweiligen Spalten 12" bis 15" dargestellt, die jeweils der gleichzahligen Gießstrangabkühlkurve sowie der gleichzahligen Position zugeordnet sind. Die Gießstrangabkühlkurve 12 wird also mit einer Gießstrangabkühlrate von 0,1 K/s durchgeführt und es wird ein Gefügeanteil von 100 % Austenit in dem an die Position 12' angrenzenden Bereich erhalten. Mittels der Gießstrangabkühlkurve 13 wird mit einer Gießstrangabkühlrate von 2,30 K/s in einem an die Kante des Gießstranges 6 angrenzenden Bereich eine Zusammensetzung des Gefüges erhalten, die aus 77,91 % Ferrit, 1,65 % Perlit, 4,24 % Bainit und 16,2 % Austenit besteht. Die Gießstrangabkühlkurve 14 wird mit einer Gießstrangabkühlrate von 9,93 K/s durchgeführt und in dem an die Position 14' angrenzenden Bereich 16 wird eine Gefügezusammensetzung erhalten, die aus 72,73 % Ferrit, 3,13 % Perlit, 7,17 % Bainit und 16,97 % Austenit besteht. Die Gießstrangabkühlkurve 15 wird mit einer Gießstrangabkühlrate von 5,30 K/s durchgeführt, so dass sich in dem an die Position 15' angrenzenden Querschnittsbereich des Gießstranges 6 eine Gefügezusammensetzung einstellt, die aus 10,41 % Ferrit und 89,59 % Austenit besteht.
  • In dem vorstehend anhand der Fig. 2 erläuterten Beispiel werden die Abkühlraten beispielsweise mittels Dynamic Solidification Control (DSC) ermittelt und berechnet und in das entweder mittels des Simulations- und Rechenmodells berechnete ZTU-Diagramm oder in ein solches in einer Recheneinheit 17, siehe Figur 6 und zugehörige Beschreibung, gespeichertes und hinterlegtes ZTU-Diagramm eingezeichnet. Mit dem Simulations- und Rechenmodell lassen sich zudem die dann in den einzelnen Berechnungselement 16 erhaltenen Gefügeanteile berechnen, so dass zur Einstellung der gewünschten Gefügezusammensetzung an der jeweiligen Position die Gießstrangabkühlraten gezielt gesteuert und beeinflusst werden können, beispielsweise durch Regulierung der an der jeweiligen Position aufgesprühten Kühlmittelmenge oder durch Beeinflussung des Spritzgebietes und damit der Fläche, auf welche das Kühlmittel auf die jeweilige Oberflächenseite des Gießstranges 6 auftrifft.
  • Mit dem vorstehend anhand der Fig. 2 erläuterten Beispiel an einer ungleichmäßigen Kühlung lässt sich dies einstellen und ist nun auch eine gleichmäßige Kühlung der Schmalseite 18 des Gießstranges 6 eingestellt und erreicht. Bei dieser gleichmäßigen Kühlung stellt sich bei einer Gießgeschwindigkeit des Gießstranges 6 von 1,09 m/min in dem an die Schmalseite 18 angrenzenden Querschnittsbereich für die gleiche betrachtete Querschnittsfläche des Gießstranges 6 die aus der Fig. 3 ersichtliche Gefügezusammensetzung ein. Während im Kern 9 noch flüssige Schmelze 3 vorhanden ist, bildet sich an der Schmalseite 18 ein an die Oberfläche des Gießstranges 6 angrenzender Ferritbereich aus. An der Position von 2,235 m unterhalb des Gießspiegels, also noch vor dem Biegebereich, ist im Kern 9 noch flüssige Schmelze 3 vorhanden. Im Mushy Bereich 30 bilden sich die ersten Dendriten. Diese erstarren bei dieser Analyse (MediumCarbon) zuerst zu Austenit 31. An der Schmalseite 18 bildet sich aufgrund der niedrigeren Temperaturen an der Oberfläche des Gießstranges 6 ein Ferritbereich 32 aus. Die Mitte der Schmalseite 18 ist an stärksten abgekühlt, so dass dort bereits der erste Bainit 33 entsteht.
  • Auf diese Weise lässt sich mit dem erfindungsgemäßen Verfahren eine gleichmäßige Kühlung und daraus resultierend eine Gefügezusammensetzung, insbesondere im Bereich der Schmalseite 18, ausbilden, bei welchem die Temperaturführung derart ist, dass die Duktilität hoch genug ist, um Risse in den Oberflächenbereichen zu vermeiden. Würden hingegen die Gießstrangabkühlraten nicht mittels eines Simulations- und Rechenmodells in der erfindungsgemäßen Weise gesteuert und beeinflusst und würde sich eine ungleichmäßige Kühlung der Schmalseite 18 einstellen, so käme es zu den in den Fig. 4 und 5 dargestellten Verläufen der Gießstrangabkühlkurven 12a bis 15a und an den in den Fig. 2 und 3 analogen Positionen 12a' bis 15a' zu den zu den Darstellungen analogen Gießstrangabkühlraten und Gefügeflächenanteilen 12a" bis 15a". Bei den im rechten Teilbild der Fig. 4 dargestellten Gefügeausbildungen wäre aufgrund der gegebenen Duktilität mit der Ausbildung von Rissen im Gießstrang 6 zu rechnen. In der Fig. 5 ist zusätzlich der kritische Ferritbereich, der sich über den Bereich von 5 % bis 40 % Anteil an Ferrit in einem Gefügequerschnitt erstreckt, in das Ferritgebiet 20 eingezeichnet. Die Gießstrangabkühlraten und Gießstrangabkühlkurven können erfindungsgemäß so gesteuert werden, dass dieser Bereich eines Duktilitätsminimums bei der Abkühlung des Gießstranges 6 nicht eingestellt wird.
  • Um die gewünschte gleichmäßige Abkühlung und gleichmäßige Gefügeverteilung in einem jeweils betrachteten Querschnitt des Gießstranges 6 an einer beliebigen Position zwischen der Kokille 2 und dem Ende der Gießmaschine des Gießbogens 1 der Stranggießanlage durchführen zu können, ist erfindungsgemäß eine Regelung und Steuerung der Beaufschlagung der Breitseiten 19 und/oder der Schmalseiten 18 des Gießstranges 6 vorgesehen. Den prinzipiellen Aufbau dieser Steuerung und Regelung zeigt die Fig. 6. Herzstück ist die Recheneinheit 17, in welcher das Simulations- und Rechenmodell 21, das auf einem mathematisch/physikalischen Modell beruht, wie es beispielsweise in der DE 10 2012 224 502 A1 beschrieben ist, hinterlegt ist. Mit Hilfe dieses Simulations- und Rechenmodells 21 sowie beispielsweise mittels des Dynamic Solidification Control (DSC) Verfahrens an den jeweiligen Positionen 12' bis 15' ermittelter Temperaturen und daraus berechneter Gießstrangabkühlraten oder Gießstrangabkühlkurven 12 bis 15 wird in dieser Recheneinheit 17 die sich an der jeweils betrachteten Querschnittsfläche einstellende Gefügeverteilung 22, insbesondere an der Schmalseite 18, berechnet. In einem Prüfschritt 23 wird geprüft, ob es sich bei der berechneten Gefügeverteilung 22 um eine gleichmäßige Gefügeverteilung handelt. Ist dies der Fall (Prüfergebnis: OK 24), wird mit der aktuellen Kühlmittelbeaufschlagung das Verfahren weiter betrieben. Ist als Ergebnis dieses Prüfschrittes 23 ein negatives Ergebnis 25 festzustellen, so werden mit Hilfe des Simulations- und Rechenmodells 21 eine Änderung der aus den jeweiligen Düsen strömenden Kühlmittels, insbesondere Wasser, und/oder der Position der Düsen relativ zur Oberfläche einer Breitseite 19 oder Schmalseite 18 oder der Abstand der Düse von der jeweils zugeordneten Oberflächenseite geändert, wie dies in Schritt 26 angedeutet ist. Mit der Durchführung des Schrittes 26 wird in den Spritzplan 27 des betreffenden Loops und/oder in die Düsenverteilung und Düsenanordnung 28 eingegriffen. Der Eingriff in den Spritzplan besteht darin, dass die auf die jeweilige Oberflächenseite des Gießstranges 6 abgegebene Kühlmittelmenge geändert, d.h. erhöht oder erniedrigt wird. Der Einfluss in Bezug auf die Düsenverteilung 28 besteht darin, dass dadurch die Position einer oder mehrerer Düsen längs einer oder mehrerer Seitenfläche(n), d.h. der Breitseite 19 und/oder einer Schmalseite 18, insbesondere aber einer Schmalseite 18, verändert wird. Dies lässt sich beispielsweise durch in Bezug auf die Höhe (Dicke) eines Gießstranges 6 höhenverstellbare Spritzdüsen erreichen, so dass durch diese Höhenverstellbarkeit eine verstellbare Relativposition der jeweiligen Düse zur Schmalseite 18 einstellbar ist. Es ist aber auch ebenso möglich oder ergänzend möglich, den Abstand der jeweiligen Düse von einer Breitseite 19 oder Schmalseite 18 veränderbar auszubilden, so dass über eine solche Verstellung die von einer Düse jeweils besprühte Fläche einer Breitseite 19 oder Schmalseite 18 beeinflussbar ist. Bestandteil des Regelschrittes 28 ist somit auch eine Steuerung und Regelung der Düsenverteilung mit breiten Regelkreisen. Die sich aus der Verstellung in den Schritten 27 und 28 ergebenden Veränderungen der Kühlmittelmengen und der Kühlmittelbeaufschlagung, die jeweils geänderte Gießstrangabkühlraten mit sich bringen, fließen dann wiederum in das Simulations- und Rechenmodell 21 ein, so dass sich ein geschlossener Regelkreis ergibt. Durch diesen Regelkreis lässt sich die Gefügeausbildung auf den Breitseiten 19 und den Schmalseiten 18 eines Gießstranges 6 gezielt steuern und beeinflussen, wobei insbesondere die Beeinflussung der Gefügeausbildung und Gefügeverteilung auf den Schmalseiten 18 des Gießstranges 6 erfindungsgemäß vorgesehen ist. Es wird eine gleichmäßige Kühlung angestrebt.
  • Mittels der Recheneinheit 17 und des Simulations- und Rechenmodells 21 werden ständig und kontinuierlich während der Herstellung des Gießstranges 6 Werte mitberechnet, welche die Ausbildung der jeweiligen Gefügezusammensetzung beschreiben und Verfahrensparameter, d.h. insbesondere die Kühlmittelbeaufschlagung, steuern, so dass auf Basis dieser berechneten Werte und Verfahrensparameter eine dynamische online-Steuerung der Herstellung des Gießstrangs 6 und insbesondere der Kühlung des Gießstrangs 6 möglich und eingestellt wird. Hierbei kombiniert das Simulations- und Rechenmodell 21 ZTU-Diagramme und mittels eines online-Temperaturmodells ermittelte Gießstrangabkühlraten derart, dass für jedes definierte Berechnungselement 16 eines jeden Gießstrangquerschnittes die jeweils aktuelle Gießstrangabkühlrate an einer jeweils definierten und bestimmten Position ermittelt und die sich daraus ergebenden Gefügezusammensetzung berechnet wird sowie durch die Steuerung der Gießstrangabkühlraten dahingehend beeinflusst wird, dass sich das jeweils gewünschte Gefüge bzw. gewünschte Gefügezusammensetzung in dem jeweiligen Berechnungselement 16 einstellt. Insbesondere wird diese Regelung und Steuerung an den Schmalseiten 18 des Gießstrangs 6 durchgeführt. Das Regelungskonzept wirkt also auf die höhenverstellbare Seitenkühlung des Gießstranges 6 und die Steuerung der Schmalseiteneinspritzwassermenge auf Basis der Gefügeberechnung.
    • Regelungskonzept zur Einstellung eines Makrogefüges (CET "Columnar to equiaxed transition").
  • Zur Vermeidung von Oberflächenfehlern sollte der Anteil des globulitischen Gefüges bei ferritischen Stählen über 45 % liegen. Bei anderen Werkstoffen ist es zur Verbesserung der Innenqualität eines Gießstranges ebenfalls wünschenswert, einen globulitischen Anteil von mindestens 35 % zu erhalten. Der globulitische Gefügeanteil ist neben der Überhitzung, der Gießgeschwindigkeit und der Sekundärkühlung vor allem von der Art und Lage der beim Vergießen einer Metallschmelze, insbesondere Stahlschmelze im Strangguss Verwendung findenden Rührer abhängig. Bei einem nicht verstellbaren Rührer und einer vorgegebenen Überhitzung können die Gießgeschwindigkeit und die Spritzwassermengen (Kühlmittel) so geregelt werden, dass mit Modellrechnungen das gewünschte Erstarrungsgefüge erreicht wird. Bei verstellbaren Rührern kann außerdem ihre optimale Position und Intensität berechnet und eingestellt werden. Das Regelungskonzept zur Einstellung eines Makrogefüges (CET) ist der Fig. 7 zu entnehmen. Wie üblich werden aktuelle Prozessparameter ermittelt und dem mathematisch-physikalischen Modell, welches Bestandteil eines Simulations- und Rechenmodells 21 ist, zugeführt. Mithilfe dieses Simulations- und Rechenmodells 21 wird der sich über die Gießstranglänge an einem jeweils definierten Ort einstellende globulitische Anteil am Makrogefüge in % berechnet und geprüft, ob dieser berechnete globulitische Anteil ≥ dem gewünschten globulitischen Anteil ist. Falls ja, bleiben die Prozessparameter unverändert. Falls nein, wird die Rührerwirkung erhöht, falls dies möglich ist, und/oder wird die Überhitzung herabgesetzt und/oder wird die Gießgeschwindigkeit erhöht. Überprüft wird das Berechnungsmodell 21 anhand von Schliffbildern. Falls die Schliffbilder einen anderen globulitischen Gefügeanteil am Makrogefüge zeigen, als sich aus der Berechnung ergibt, wird das Berechnungsmodell entsprechend adaptiert bzw. angepasst. Mit diesem Regelungskonzept werden insbesondere die leistungsverstellbaren Rührer mit zugehöriger Automation und die Sekundärkühlung beaufschlagt und beeinflusst.
    • Regelungskonzept zur Erzielung einer gleichmäßig ausgebildeten Sumpfspitze
  • Falls über die Breite des Gießstrangs 6 eine einheitliche Spritzwassermenge aufgebracht wird, stellt sich auch eine einheitliche Temperaturverteilung über die Breite des Gießstranges ein. Nur an den Kanten, d.h. den Übergängen zu den angrenzenden senkrechten Seitenbereichen fällt die Temperatur aufgrund einer zweidimensionalen Wärmeabfuhr wesentlich stärker ab. Diese "Zweidimensionalität" bezieht sich darauf, dass die senkrecht zueinander stehenden Seiten beide mit Kühlwasser oder Kühlmittel beaufschlagt werden. Die Schmalseiten werden in der Regel nur im oberen Bereich der Strangführung unterhalb der Kokille mit Kühlwasser beaufschlagt. Im unteren Bereich der Strangführung führt dagegen hauptsächlich die Wärmestrahlung an den Schmalseiten in zwei Dimensionen zu dem Temperaturabfall an der Kante.
  • Das Ergebnis einer gleichmäßigen Kühlung ist eine gleichmäßig ausgebildete Sumpfspitze. Um den starken Temperaturabfall an den Kanten zu verringern, sind die aufgebrachten bzw. beaufschlagten Spritzwassermengen über die Strangbreite oft nicht konstant, sondern sind den Randbereichen dann so genannte Randregelkreise zugeordnet, mittels welcher eine geringere spezifische Wassermenge als im übrigen Bereich der Fläche der Strangbreite aufgetragen wird. Hierdurch erhöht sich die Oberflächentemperatur der Kante und der Temperaturabfall an der Kante ist dann nicht mehr so hoch. Negativ hierbei ist allerdings, dass der Strang über seine Breite nicht mehr gleichmäßig erstarrt, sondern die Sumpfspitze eine so genannte "W"-Form ausbildet. Eine ungleichmäßige Sumpfspitze ist sehr problematisch. Es kann zu einer verstärkten Mittenseigerung an den Rändern führen und somit an sich ein erhöhter Innenfehlerbefall an unterschiedlichsten Stellen des Gießstrangs 6 einstellen. Des Weiteren lässt sich keine optimale Position für das Durchführen einer SoftReduction bestimmen. Diese Problematik wird bei dem erfindungsgemäßen Regelungskonzept zur Erzielung einer gleichmäßig ausgebildeten Sumpfspitze dadurch vermieden, dass ein so genannter "SPDF"(Solidification Point Difference Factor)-Wert definiert und gebildet wird, der Abweichungen der Sumpflänge beschreibt. Dieser SPDF-Wert lautet: SPDF = maximale Sumpfl a ¨ nge − Sumpfl a ¨ nge in der Strangmitte Sumpfl a ¨ nge in der Strangmitte
    Figure imgb0002
  • Die Wassermengen in den Randzonen werden nun so geregelt, das der SPDF-Wert ein vorgegebenes Maß, den SPDFmax-Wert, nicht überschreitet. Sollte dies der Fall sein, werden die Spritzwassermengen in den Randzonen wieder erhöht. Die Bestimmung der jeweiligen Erstarrungsposition erfolgt mithilfe eines mathematisch-physikalischen Modells, welches das oder eines der gegebenenfalls mehreren Simulations- und Rechenmodelle 21 ausbildet oder Bestandteil eines solchen ist. Das Regelungsschema ist der Fig. 8 zu entnehmen. Mithilfe des Simulations- und Rechenmodells 21 wird die Durcherstarrungsfront berechnet und ermittelt. Weiterhin wird geprüft, ob der aktuell berechnete SPDF-Wert ≤ einem gewünschten, maximalen SPDFmax-Wert ist. Sollten sich hier Abweichungen vom SPDFmax-Wert feststellen lassen, wird die Temperaturdifferenz in den Randbereichen des Gießstranges 6 durch Angleichen der spezifischen Wassermengen zwischen Mitten- und Randregelkreisen verringert. Dieses Regelungskonzept wirkt auf und beaufschlagt die Sekundärkühlung und die Messung und Rückführung eventueller Messwerte in das Simulations- und Rechenmodell 21.
    • Regelungskonzept zur Erzielung einer konstanten Auslaufdicke des Gießstrangs
  • Um in einem an die Stranggießanlage anschließenden Walzwerk in Bezug auf den zu walzenden Gießstrang 6 immer die gleichen Startbedingungen vorliegen zu haben, ist es wünschenswert, einen Gießstrang oder daraus hergestellte Brammen mit einer konstanten Enddicke zu erstellen. Für alle Stahlsorten, Gießgeschwindigkeiten und die hieraus erzielten Temperaturverteilungen im Gießstrang 6 dürfen die erzeugtem Brammen bei Raumtemperatur dann eine gewisse Dickentoleranz nicht über- oder unterschreiten. Aus einem in das Simulations- und Rechenmodell 21 integrierten Materialmodell kann, zum Beispiel bei Anwendung des so genannten Dynamic Solidification Control (DSC) - Modells, für jede Analyse und jede Temperatur die sich dann einstellende Dichte des Gießstrangs 6 bestimmt werden. Wichtig ist hierbei die Kenntnis der Umwandlungstemperaturen, d.h. bei welcher Temperatur der Werkstoff eine Phasenumwandlung vollzieht. Das Kokillenaustrittsmaß kann nicht unmittelbar aus der gewünschten Enddicke und der Dichtedifferenz bestimmt werden. Die einzelnen Segmente 29 und Rollen müssen nämlich so angestellt werden, dass diese den sich durch die Dichtedifferenz bildenden natürlichen Strumpf wegdrücken. Hierzu muss für die aktuellen Prozesswerte die Temperaturdifferenz in jedem Berechnungselement 16 und die damit verbundene Kontraktion berechnet werden. Die Kontraktion des noch flüssigen Materials (Metalls, Stahls) muss nicht berücksichtigt werden, da es durch die ferrostatische Last im Stranginneren ständig nachfließt. Danach wird ausgehend von der geforderten Enddicke vom Anlagenende her bis zur Kokille hin über die Länge des Gießstranges 6 hinweg die Anstellung für jedes Segment 29 und deren Rollen 7 berechnet. Bei einer Änderung der Prozesswerte erfolgt sofort eine neue Bestimmung der Segmentanstellung. Wenn die Brammen zum Beispiel im kalten Zustand bei 25°C eine Dicke von 250 mm haben sollen, kann über die Dichtedifferenz und die Temperaturverteilung an der letzten Stellposition, d.h. an der am letzten Segment 29 des Gießstranges 6 vor Abtrennung einer Bramme, die dort benötigte Dicke berechnet werden. Als Stranganstellung dienen die hydraulisch anstellbaren Segmente in Brammengießanlagen oder verstellbare Einzelrollen bei Langprodukte erstellenden Anlagen. Ebenso kann nun wieder bei Kenntnis der Differenz der Temperaturverteilungen über den Querschnitt und/oder die Länge des Gießstranges 6 zwischen der vorletzten und letzten Anstellposition des Gießstranges 6 und dem daraus resultierenden Volumenschrumpf die dortige Anstellung berechnet werden. Die Gießstrangdicke am Austritt aus der Kokille 2 ist hingegen anlagenspezifisch bestimmt und festgelegt und kann nicht dynamisch verstellt werden. Um bei Temperaturschwankungen durch stationäre Prozessbedingungen wie einer geänderten Überhitzung dennoch die gewünschte Enddicke zu erhalten, ist es notwendig das Kokillenaustrittsmaß des Gießstranges 6 etwas größer anzusetzen als es zum Ausgleich des natürlichen Schrumpfes sein müsste. Über eine Anstellverteilung wird diese zusätzliche Dickenabnahme über die einzelnen Anstellpositionen verteilt. Falls die berechnete Materialdicke nach der Abkühlung auch ohne Anstellung schon geringer als die vorgegebene Enddicke ist, kann dies nicht durch eine Änderung von Gießgeschwindigkeit oder Spritzwassermenge kompensiert werden. Diese Änderungen würden nur das zeitliche Ende der Abkühlung verschieben. Zur Verringerung des Schrumpfes muss dann die Austritttemperatur des Stranges an der Kokille 2 beispielsweise durch eine Verringerung der Kokillentemperatur herabgesetzt werden. Dies sollte aber nicht ohne eine Warnung an die Operatoren automatisiert werden. Ein dieses Regelungskonzept zur Erzielung einer konstanten Auslaufdicke des Gießstranges 6 realisierendes Regelungsschema ist in der Figur 9 dargestellt. Beeinflusst und beaufschlagt wird mit diesem Regelungskonzept die hydraulische Segment- und/oder Rollenanstellung.
    • Regelungskonzept zur Verminderung von Lunker und Kernlockerstellen im Gießstrang
  • Für die Berechnung von Lunkern und Porenbildung in einem Gießstrang 6 beim Stranggießen ist die Kenntnis des zeitlichen Temperaturfeldes des Gießstranges 6 eine Voraussetzung. Über die Temperaturverteilung und die hieraus berechneten Erstarrungsgeschwindigkeit können der Sekundär-Dendritenarmabstand (SDAS) und eine dem hydrostatischen Druck entgegenwirkende Permeabilität berechnet werden. Die Permeabilität beschreibt dabei die Durchlässigkeit der Dendritenstruktur. Je größer die Permeabilität ist, umso größer ist die Durchlässigkeit. Der Druckverlust der nachströmenden Schmelze steigt mit abnehmender Permeabilität. Die Nachspeisung endet, wenn der Druckverlust der nachspeisenden Strömung größer als die ferrostatische Last ist. Bei der Auftragung des Druckverlustes und des hydrostatischen Druckes in der Maßeinheit "bar" über der Gießstranglänge oder dem Abstand des betrachtenden Ortes vom Gießspiegel in der Maßeinheit "m" ist die Grenze genau im Schnittpunkt von Druckverlust und hydrostatischem Druck erreicht. Aus der Literatur ist bekannt, dass das Lunkervolumen eine Funktion der Gießgeschwindigkeit ist und mit einer Erhöhung der Gießgeschwindigkeit das Lunkervolumen fast linear ansteigt. Das erfindungsgemäße Regelungskonzept besteht nun darin, die Gießgeschwindigkeit in einer Stranggussanlage für Brammen und Langprodukte (Vorblock-, Knüppel- oder Rundanlagen) so zu variieren, dass der mit den mathematisch-physikalischen Rechenmodell bzw. einem der Simulations- und Rechenmodelle 21 bestimmte Lunkerdurchmesser einen vorgegebenen Messwert nicht überschreitet. Hierdurch kann zwar die Produktivität der Anlage herabgesetzt werden, auf jeden Fall wird hierdurch aber die Qualität des erhaltenen Gießstranges 6 verbessert. Das Regelungsschema für dieses Regelungskonzept ist in der Figur 10 dargestellt. Hieraus wird ersichtlich, dass mithilfe des Simulations- und Rechenmodells 21 der Lunkerdurchmesser (am jeweiligen Ort des Gießstranges 6) berechnet und mit der gewünschten Größe, d.h. einem gewünschten Lunkerdurchmesser, verglichen wird. Ist der berechnete Lunkerdurchmesser größer als gemäß Vorgabe, dann wird die Gießgeschwindigkeit gesenkt, um die sich einstellenden Lunkerdurchmesser zu verringern.
    Mit diesem Regelungskonzept werden die hydraulische Segment- und/oder Rollenanstellung sowie die Mess- und Regelsysteme der Stranggießanlage beeinflusst und beaufschlagt
    • Bezugszeichenliste
    • 1
    Gießbogen
    2
    Durchlaufkokille
    3
    Stahlschmelze / Schmelze
    4
    Biegebereich
    5
    Richtbereich
    6
    Gießstrang
    7
    Rolle
    8
    Kühlmittel / Spritzwasser
    9
    flüssiger Kern
    10
    Sumpfspitze
    11
    Kühlmittel / Wasserkühlung
    12 - 15
    Gießstrangabkühlkurven
    16
    Berechnungselement
    17
    Recheneinheit
    18
    Schmalseite
    19
    Breitseite
    20
    Ferritgebiet
    21
    Simulations- und Rechenmodelle
    22
    Gefügeverteilung
    23
    Prüfschritt
    24
    positives Prüfergebnis
    25
    negatives Prüfergebnis
    26
    Schritt
    27
    Spritzplan
    28
    Düsenverteilung
    29
    Segment
    30
    Mushy - Gefüge
    31
    Austenit - Gefüge
    32
    ferrit-Gefüge
    33
    Bainit-Gefüge

Claims (13)

  1. Verfahren zur Herstellung eines Metallstrangs, insbesondere eines Stahlstrangs, umfassend das Vergießen einer Metallschmelze, insbesondere Stahlschmelze (3), im Stranggießverfahren zu einem Gießstrang (6), der mit Kühlmittel (8, 11) gekühlt und gewünschtenfalls dickenreduziert wird, wobei unter Zugrundelegung eines oder mehrerer die zeitabhängige Temperaturverteilung über die Gießstranglänge und/oder die Ausbildung eines gewünschten Gefüges des Gießstrangs (6) über die Gießstranglänge beschreibender und/oder berechnender Simulations- und Rechenmodelle (21), zum Beispiel dem DSC(Dynamic Solidification Control)-Berechnungs- und Steuerungsprogramm während der Herstellung des Gießstrangs (6) Werte mitberechnet werden, welche die Ausbildung der jeweiligen Gefügezusammensetzung beschreiben und/oder diese oder die Gießstrangausbildung beeinflussende Verfahrensparameter steuern und auf Basis welcher online dynamisch während der Herstellung des Gießstrangs (6) die Kühlung des Gießstrangs (6) und/oder die Gießgeschwindigkeit eingestellt wird,
    dadurch gekennzeichnet,
    dass das oder die Simulations- und Rechenmodelle (21) in Abhängigkeit von der berechneten aktuellen Temperaturverteilung über die Gießstranglänge und/oder in einem jeweils betrachteten Querschnitt des Gießstrangs die örtlich auf den Gießstrang aufzubringende Kühlmittelmenge und/oder Kühlmittelverteilung, insbesondere Spritzwassermenge und/oder Spritzwasserverteilung, und/oder die Gießgeschwindigkeit und/oder die Rollen- und/oder Segmentanstellung derart regeln, dass das gewünschte Gefüge oder die gewünschte Gefügezusammensetzung oder eine gewünschte Lage und/oder Ausbildung der Sumpfspitze oder eine gewünschte geometrische Abmessung und/oder Oberflächenbeschaffenheit oder Innenstrukturbeschaffenheit des Gießstrangs (6) eingestellt wird/werden.
  2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass ein gewünschtes Makrogefüge (= Erstarrungsgefüge) mit einem globulitischen Gefügeanteil von mindestens 30 %, vorzugsweise mindestens 35 %, und bei ferritischem Stahl von mindestens 40 %, vorzugsweise mindestens 45 %, eingestellt wird.
  3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass zur Einstellung des gewünschten Makrogefüges bei einer mit einem Rührer ausgestatteten Stranggießanlage die Gießgeschwindigkeit und die Spritzwassermenge geregelt werden und bei einer Stranggießanlage mit verstellbarem Rührer zusätzlich die in Bezug auf die Erzielung des gewünschten Makrogefüges und/oder die gewünschte Gefügezusammensetzung des Gießstrangs (6) optimale Rührerposition und die Rührintensität mittels oder auf Basis des Simulations- und Rechenmodells (21) berechnet und eingestellt werden.
  4. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass zur Einstellung des gewünschten Mikrogefüges das Simulations- und Rechenmodell (21) ZTU(Zeit-Temperatur-Umwandlungs)-Diagramme umfasst und diese mit mittels eines Online-Temperaturmodells des Gießstrangs (6) berechneten Gießstrangabkühlraten derart kombiniert werden, dass für jedes definierte Berechnungselement (16) eines jeden Gießstrangquerschnitts die jeweils aktuelle Gießstrangabkühlrate und die sich daraus ergebende Gefügezusammensetzung berechenbar und berechnet werden sowie durch Steuerung der Gießstrangabkühlraten das gewünschte Gefüge eingestellt wird.
  5. Verfahren nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, dass die Gießstrangabkühlraten an ihrer jeweiligen Position bezüglich des Gießstrangs (6) durch Regelung der in diesem Bereich jeweils auf den Gießstrang (6) auftreffenden Kühlmittelmenge und/oder die Steuerung des Ortes oder der Fläche des Auftreffens des Kühlmittels (8, 11) auf den Gießstrang (6) derart gesteuert und geregelt werden, dass eine möglichst gleichmäßige Umwandlung des Metallgefüges auf der Schmalseite (18) und/oder der Breitseite (19) des Gießstrangs (6), insbesondere bei einem Stahlstrang unter Vermeidung der Ausbildung der Absetzung von Ferritkörnern auf Austenitkorngrenzen, erreicht wird.
  6. Verfahren nach Anspruch 4 oder 5, dadurch gekennzeichnet, dass die ZTU(Zeit-Temperatur-Umwandlungs)-Diagramme mittels des Simulations- und Rechenmodells (21) berechnet werden.
  7. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 4 - 6, dadurch gekennzeichnet, dass die Gießstrangabkühlraten in Bezug auf die Schmalseiten (18) des Gießstrangs (6) ermittelt werden und die auf die Schmalseiten (18) des Gießstrangs (6) auftreffende Kühlmittelmenge und/oder der Ort oder die Fläche, auf welche(n) das Kühlmittel (8, 11) auf der jeweiligen Schmalseite (18) des Gießstrangs (6) aufgebracht wird, in Anhängigkeit von dem sich im Grenzbereich zur Oberfläche der Schmalseite (18) einstellenden Gefüge gesteuert und geregelt wird/werden.
  8. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass zur Einstellung der gewünschten Lage und/oder Ausbildung der Sumpfspitze des Gießstrangs (6) mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle (21) eine gewünschte Sumpflänge in Form eines SPDF(Solidification Point Difference Factor)-Wertes berechnet wird und bei Überschreiten eines maximalen SPDFmax-Wertes durch Erhöhung der Spritzwassermenge in den Randzonen des Gießstrangs (6) im Bereich der Sumpfspitze der gewünschte SPDF-Wert eingeregelt und eingestellt wird.
  9. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass zur Einstellung der gewünschten geometrischen Abmessung des Gießstrangs (6) mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle (21) ausgehend von der gewünschten Enddicke des Gießstrangs (6) am Anlagenende bis zur Kokille über die Länge des Gießstrangs (6) die eine zur Bereitstellung der für das Erreichen der gewünschten Abmessung des Gießstrangs (6) notwendige Kühlrate und/oder Verformung bewirkende Anstellung für jedes Segment (29) und/oder jede Rolle (7) berechnet, eingeregelt und eingestellt wird.
  10. Verfahren nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, dass die an einem jeden Segment (29) dort zur Erreichung einer für die Erzielung der gewünschten Enddicke jeweils notwendigen Strangdicke einzustellende Segmentanstellung und/oder Rollenanstellung aus der aus der jeweils ermittelten Temperatur oder Temperaturverteilung ermittelten Dichte und der sich über die Gießstranglänge ergebenden Dichtedifferenz mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle (21) berechnet wird/werden.
  11. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass zur Einstellung der gewünschten Oberflächenbeschaffenheit oder Innenstrukturbeschaffenheit des Gießstrangs und zur Verminderung von Lunker- oder Kernlockerstellen mittels oder auf Basis des oder der Simulations- und Rechenmodelle (21) über die Gießstranglänge ein gewünschter Lunkerdurchmesser berechnet wird und bei Überschreiten eines vorgegebenen Höchstwertes des Lunkerdurchmessers die Gießgeschwindigkeit verringert wird.
  12. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Verfahren bei der Sekundärkühlung des Gießstrangs (6) angewendet wird.
  13. Gießstrang, insbesondere Stahlstrang, erhalten oder erhältlich durch ein Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 12.
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