EP3993918A1 - VERFAHREN ZUR STEUERUNG EINER KÜHLEINRICHTUNG IN EINER WALZSTRAßE - Google Patents

VERFAHREN ZUR STEUERUNG EINER KÜHLEINRICHTUNG IN EINER WALZSTRAßE

Info

Publication number
EP3993918A1
EP3993918A1 EP20736932.3A EP20736932A EP3993918A1 EP 3993918 A1 EP3993918 A1 EP 3993918A1 EP 20736932 A EP20736932 A EP 20736932A EP 3993918 A1 EP3993918 A1 EP 3993918A1
Authority
EP
European Patent Office
Prior art keywords
temperature
rolling stock
cooling device
scale
cooling
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Granted
Application number
EP20736932.3A
Other languages
English (en)
French (fr)
Other versions
EP3993918B1 (de
Inventor
Thomas Heimann
August Sprock
Christoph Hassel
Heinz-Jürgen Oudehinken
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
SMS Group GmbH
Original Assignee
SMS Group GmbH
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Family has litigation
First worldwide family litigation filed litigation Critical https://patents.darts-ip.com/?family=74092783&utm_source=google_patent&utm_medium=platform_link&utm_campaign=public_patent_search&patent=EP3993918(A1) "Global patent litigation dataset” by Darts-ip is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.
Application filed by SMS Group GmbH filed Critical SMS Group GmbH
Publication of EP3993918A1 publication Critical patent/EP3993918A1/de
Application granted granted Critical
Publication of EP3993918B1 publication Critical patent/EP3993918B1/de
Active legal-status Critical Current
Anticipated expiration legal-status Critical

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B45/00—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B45/02—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills for lubricating, cooling, or cleaning
    • B21B45/0203—Cooling
    • B21B45/0209—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants
    • B21B45/0215—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants using liquid coolants, e.g. for sections, for tubes
    • B21B45/0233—Spray nozzles, Nozzle headers; Spray systems
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B37/00—Control devices or methods specially adapted for metal-rolling mills or the work produced thereby
    • B21B37/74—Temperature control, e.g. by cooling or heating the rolls or the product
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B45/00—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B45/02—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills for lubricating, cooling, or cleaning
    • B21B45/0203—Cooling
    • B21B45/0209—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants
    • B21B45/0215—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants using liquid coolants, e.g. for sections, for tubes
    • B21B45/0218—Cooling devices, e.g. using gaseous coolants using liquid coolants, e.g. for sections, for tubes for strips, sheets, or plates
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B38/00—Methods or devices for measuring, detecting or monitoring specially adapted for metal-rolling mills, e.g. position detection, inspection of the product
    • B21B2038/004—Measuring scale thickness
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B38/00—Methods or devices for measuring, detecting or monitoring specially adapted for metal-rolling mills, e.g. position detection, inspection of the product
    • B21B38/006—Methods or devices for measuring, detecting or monitoring specially adapted for metal-rolling mills, e.g. position detection, inspection of the product for measuring temperature

Definitions

  • the invention relates to a method and a control device for controlling a cooling device which is set up to control the temperature of a rolling stock, preferably a metal strip, which runs through the cooling device along a conveying direction.
  • the cooling device is preferably arranged in front of a rolling train, in particular between a roughing train and a finishing train.
  • the required temperatures of the rolling stock could be set in a furnace located in front of the rolling train, taking into account the material-specific temperatures, idle times and the like, so that the rolling stock can then be reshaped in the rolling train with optimal temperature distribution and brought to its final dimensions.
  • the furnace temperature would have to be adjusted for each rolling stock in accordance with the respective forming process. Therefore, such ovens are used in Generally kept at a high temperature that allows all of the forming processes required as part of a production process or a production cycle to be carried out.
  • the temperature set in this way is too high or at least unnecessarily high for many rolled goods, in particular metal strips.
  • metal strips of different thicknesses cool down at different speeds. A targeted setting of the temperature of the metal strips or metal goods to be rolled is therefore not easily possible.
  • the pre-strip cooler defines a cooling section in which a liquid cooling medium, usually water with or without additives, is applied to the rolling stock.
  • a liquid cooling medium usually water with or without additives
  • the pre-strip cooler is set up to set the desired temperature of the rolled stock for finish rolling, depending on the rolled stock, in particular the material to be rolled, and possibly on process parameters.
  • the inlet temperatures in the finishing train can be reduced in a targeted manner.
  • the temperatures that can be achieved with such a pre-strip cooler are approximately in the range from 1,050 ° C to 1,150 ° C.
  • the temperatures of the rolling stock can be uniform over the Length can be reduced, or alternatively it can be wedge-shaped
  • Temperature decrease can be set.
  • the head of the metal strip i.e. the section that enters the finishing train first, is cooled more than the end of the strip. This can prevent the end of the strip from overcooling, especially in the case of slow process management.
  • the surface temperature of the metal strip Before and / or after such pre-strip cooling, the surface temperature of the metal strip can be measured. However, the temperature distribution or average temperature along the thickness of the metal strip cannot be easily measured.
  • DE 10 2012 224 502 A1 describes a rolling process in which one is present in the rolling stock
  • Temperature distribution is calculated by means of a temperature calculation model, the total enthalpy of the rolling stock being processed in the temperature calculation model. An output variable from the temperature calculation model is then used to control the rolling process.
  • One object of the invention is to further improve the calculation of the temperature distribution in the rolling stock, in particular to improve the To be able to predict and regulate the inlet temperature of the rolling stock in a rolling train as precisely as possible.
  • the method according to the invention is used to control a cooling device which is set up to control the temperature of a rolling stock.
  • the rolling stock is preferably a metal strip. Even if metal strips made of steel are particularly suitable, the method can be used for all or at least many other metallic materials, for example made of an aluminum, nickel or copper alloy, in strip, sheet metal, tube or other form.
  • the rolling stock is transported through the cooling device along a conveying direction.
  • the cooling device is particularly preferably part of a rolling plant. For example, it is arranged in front of a rolling train in order to bring the rolling stock to a temperature suitable for rolling.
  • the cooling device is preferably arranged between a roughing train and a finishing train, each of which has one or more roll stands for rolling the rolling stock.
  • a total enthalpy of the system formed by the rolling stock is determined.
  • scale formation occurs on the surface of the rolling stock.
  • the scale layer reduces the heat dissipation through radiation and influences the heat conduction.
  • a measure for the scale formation is also determined.
  • This measure preferably includes a scale factor that depends on the chemical composition and the surface temperature of the rolling stock.
  • the temperature distribution and / or average temperature in the rolling stock is now based on a Calculated temperature calculation model, in which the determined total enthalpy and the measure for the scale formation are included.
  • a cooling capacity of the cooling device is set taking into account the calculated temperature distribution and / or average temperature.
  • the method improves the calculation of the rolling stock temperature.
  • the accuracy of the temperature distribution and / or average temperature is improved by taking into account the formation of scale.
  • the cooling device can be regulated in such a way that the rolling stock has the desired average temperature or temperature distribution when it emerges from the cooling device.
  • a rolling train for example a finishing train
  • the optimal inlet temperature of the rolling stock in the rolling train can be set in this way by regulating the cooling device during rolling without any pauses.
  • the inlet temperature of the rolling stock in the rolling train preferably the finishing train, connected downstream of the cooling device is calculated.
  • the application i.e.
  • the cooling device in particular as pre-strip cooling, also reduces surface defects caused by the formation of scale. Furthermore, the method enables temperature irregularities in the rolling stock to be flomogenized by means of a defined adjustable cooling power of the cooling device.
  • the total enthalpy of the rolling stock is preferably calculated from the sum of the free molar enthalpies of all the pure phases and / or phase fractions present in the rolling stock. Such a decomposition gives the total enthalpy Can be calculated for a large number of different metallic materials using one and the same temperature calculation model.
  • the temperature calculation model is preferably based on a non-stationary heat equation, for example on a partial differential equation, which relates the spatial temperature distribution in the rolling stock to the development of the total enthalpy over time.
  • the heat equation for example Fourier’s heat equation, can be solved by means of a conventional numerical technique, for example by simulation, for the corresponding boundary conditions specified by the process environment in the cooling section. This allows the temperature distribution in the rolling stock to be determined with the desired accuracy.
  • the sequence preferably consists of determining the total enthalpy, possibly determining the degree of scale formation, calculating the temperature distribution and setting the cooling capacity iteratively or cyclically, so that a desired temperature distribution or average temperature in the rolling stock is approached.
  • the initial conditions are set: for example, the rolling stock temperature is set to an initial value T0, which is the surface temperature before entry into the cooling section; the scale thickness is set, for example, to 0 mm and the average cooling rate, for example, to 5 K / s as a default value.
  • the iteration is started based on this, whereby the calculated temperature profile gradually approximates a quasi-stationary temperature profile.
  • “Quasi-stationary” here means that the temperature profile can be changed by regulating the cooling device and is also used to adjust the inlet temperature in any rolling mill.
  • the setting of the cooling capacity of the cooling device is preferably carried out by comparison with a threshold value or a tolerance. This means that if the calculated temperature distribution deviates from a setpoint temperature distribution by more than a specified tolerance, the cooling capacity is adapted. Otherwise there is no need to change the cooling capacity.
  • the entire calculated temperature distribution does not necessarily have to be used for this decision, but for the sake of simplicity one or more temperature values or the average temperature can be compared with a corresponding setpoint. For example, the setpoint and actual value of the surface temperature at the outlet of the cooling device can be compared with one another. If the difference is outside the specified tolerance, for example of ⁇ 2 ° C., the cooling capacity is adjusted.
  • the cooling device preferably has a nozzle arrangement with a plurality of nozzles, which is set up to supply the nozzles with a fluid cooling medium, preferably water or a water mixture, the cooling capacity of the cooling device in this case being set by the amount of cooling medium output by the nozzles becomes. In this way, the cooling capacity of the cooling device can be adjusted in a simple and direct manner.
  • a fluid cooling medium preferably water or a water mixture
  • One or more temperature measuring devices are preferably provided, the measured values of which are included in the determination of the total enthalpy and / or determination of the measure for the formation of scale and / or in some other way in the temperature calculation model.
  • a first temperature measuring device can be arranged directly behind the roughing train and a second temperature measuring device can be arranged directly in front of the finishing train.
  • alternative or further temperature measuring devices can be located in the cooling section, in the roughing train and / or Finishing train are located, as well as any sensors for determining further physical variables, such as the conveying speed of the rolling stock, can be provided.
  • the temperature measuring devices preferably work without contact and are generally designed in such a way that they essentially detect the surface temperature of the rolling stock.
  • Temperature measuring devices and any other sensors are sent to a control device, wired or wireless, where they are further processed with the aid of the temperature calculation model in order to obtain control variables for controlling the cooling device and any other system parts such as the roughing and / or finishing train.
  • Control commands are also wired or wirelessly to the corresponding actuators, such as pumps and / or valves
  • Cooling device sent whereby the cooling capacity of the cooling device can be varied in time and / or space along the cooling path.
  • phase transition temperatures are preferably determined by means of a regression method using regression coefficients which are preferably obtained from a calculated or empirically obtained ZTU diagram (time-temperature conversion diagram). Since the conversion temperatures can be determined very precisely using calculated ZTU diagrams, the temperature calculation can be carried out particularly precisely and with the greatest possible reliability of the input data.
  • ZTU diagram time-temperature conversion diagram
  • the total enthalpy is preferably used as the free molar total enthalpy H of the rolling stock by means of the Gibbs energy G at constant pressure p according to the equation determined, where T denotes the absolute temperature in Kelvin.
  • the Gibbs energy G of the overall system is preferably expressed as the sum of the Gibbs energies of the pure phases and phase fractions according to the equation determined, where f denotes the Gibbs energy fraction of the respective phase or the respective phase fraction in the overall system and G 'denotes the Gibbs energy of the respective pure phase or the respective phase fraction of the system.
  • the temperature calculation can be particularly accurate and with the greatest possible reliability of the input data be performed.
  • the rolling stock preferably consists of steel, with proportions of austenite, ferrite and liquid phase, the liquid phase generally no longer being present in the case of metal strips during the rolling process.
  • the Gibbs energy of the respective phases is preferably based on the following equation determined, where Q f is the Gibbs energy of a respective phase f, xP is the mole fraction of the / th component of the respective phase f, Gl p is the Gibbs energy of the / th component of the respective phase f, R is the general gas constant, T die absolute temperature in Kelvin, E Q F denote the Gibbs energy for a non-ideal mixture and ma9i1 G 0 denotes the magnetic energy of the system.
  • the Gibbs energy for a non-ideal mixture E Q F is preferably according to the equation
  • the proportion of magnetic energy is preferably according to the equation determined, where R denotes the general gas constant, T the absolute temperature in Kelvin, ß the magnetic moment and f (r) denotes the proportion of the overall system depending on the normalized Curie temperature t of the overall system formed by the rolled material.
  • the conversion kinetics of the phases are preferably determined using a diffusion-controlled approach according to the Enomoto equation; more precisely by means of the following equation:
  • x c ° denotes the carbon concentrations in the volume
  • x c a the carbon concentrations at the phase boundary on the ferrite side
  • x c ⁇ the carbon concentrations at the phase boundary on the austenite side.
  • the carbon concentrations are calculated from the equilibrium concentrations, which in turn result from the equilibrium of the chemical potentials at the phase boundaries.
  • T the current temperature of the rolling stock
  • t denotes the cooling rate.
  • the starting temperature for the phase transition is preferably determined from the regression equations of the TTT diagrams.
  • D ⁇ denotes the diffusion constant of carbon in austenite according to
  • the thickness of the scale that forms on the rolling stock after a period of time is preferably determined according to the following calculation formula
  • Dz (t) denotes the thickness of the scale
  • t the time
  • dt the period of time
  • Fz the scale factor
  • v the conveying speed of the rolling stock
  • dz denoting a distance covered in the period dt at the conveying speed v.
  • the scale factor Fz is preferably dependent on the surface temperature of the rolling stock and its chemical composition according to the equation
  • T 0 denotes the surface temperature of the rolling stock
  • C% denotes the dimensionless concentration of carbon in the material of the rolling stock
  • a, b and c are coefficients known from the literature; See, for example, R. Viscorova, Investigation of the heat transfer during spray water cooling with special consideration of the influence of scaling, TU Clausthal, Dissertation, 2007.
  • the above equation for determining the scaling factor provides particularly good results for metal, especially steel, with small silicon contents, especially less than 2 Wt%.
  • the heat transfer coefficient of the scale is preferably determined according to the equation considered, where is the thermal transmittance of the
  • control device for controlling a cooling device which is set up to control the temperature of a rolling stock, preferably a metal strip, which runs through the cooling device along a conveying direction.
  • the control device is set up to carry out a method as described above.
  • the control device can be implemented locally or decentrally for this purpose.
  • the control device can comprise several computing devices which communicate with one another via a network.
  • the control device can be adapted flexibly and inexpensively, for example, by appropriate programming.
  • the invention is also applicable to many other types of metal Materials, for example aluminum, nickel or copper alloys, as well as rolled goods with other geometries can be used.
  • FIG. 1 is a schematic representation of a cooling device arranged between a roughing train and a finishing train.
  • Figure 2 is a graph showing Gibbs energy as a function of temperature for pure iron.
  • FIG. 3 is a diagram which shows the course of the total enthalpy according to Gibbs for a low-carbon steel with known phase boundaries.
  • FIG. 4 is a ZTU diagram that was determined for a low-carbon material using regression equations.
  • FIG. 5 is a diagram which shows the scale thickness as a function of the scale time at different surface temperatures.
  • FIG. 6 is a diagram showing the scale thickness as a function of the plant length for various carbon contents.
  • FIG. 7 a is a diagram which shows, by way of example, a calculated and measured temperature profile as a function of time without taking the influence of scale into account.
  • FIG. 7b is a diagram which shows, by way of example, a calculated and measured temperature profile as a function of time, taking into account the influence of scale.
  • FIG. 8 is a flow diagram which illustrates an exemplary process sequence for regulating the cooling device according to FIG.
  • FIG. 1 is a schematic representation of a cooling device 10, implemented in the present exemplary embodiment as a so-called pre-strip cooler, between a roughing train 1 and a finishing train 2.
  • the roughing train 1 and the finishing train 2 each have one or more roll stands 1a, 2a for rolling a rolling stock that is transported through the system along a conveying direction F.
  • a metal strip B is also used as the rolling stock.
  • the roughing train 1 is preferably used to roll from a slab, for example coming from a continuous caster, into a sliver. After passing through the cooling device 10, the pre-strip is finish-rolled by the finishing train 2 to the desired final thickness.
  • metal strip includes all metals and alloys in sheet form that are suitable for rolling, in particular steel and non-ferrous metals such as aluminum or nickel alloys.
  • the last roll stand 1a of roughing train 1 and the first roll stand 2a of finishing train 2 are shown by way of example. Spatial relationships such as “in front of”, “behind”, “first”, “last” etc. in relation to the conveying direction F can be seen here.
  • the cooling device 10 has a nozzle arrangement 11 with a plurality of nozzles 11a.
  • the nozzle arrangement 11 defines a continuous cooling section in which the metal strip B is cooled in a targeted manner and which preferably begins immediately behind the roughing train 1 and ends immediately in front of the finishing train 2. It should be pointed out, however, that other units, such as a descaling machine, a thermal insulation hood, scissors and the like, can also be installed in the area between the roughing train 1 and the finishing train 2.
  • the nozzle arrangement 11 has a fluid system with pump (s), distribution line (s), valve (s) and the like, not shown in detail in FIG. 1, which is set up to supply the nozzles 11a with a fluid cooling medium, preferably water or a water mixture to supply.
  • the nozzles 11a are set up to spray the cooling medium onto the metal strip B, in particular the two strip surfaces.
  • the nozzles 11 a are suitably positioned and aligned in order to apply a variable amount of cooling medium to the metal strip B, preferably controllable in sections along the cooling path.
  • one or more temperature measuring devices 20, 21 are preferably located between roughing train 1 and finishing train 2.
  • a first temperature measuring device 20 is immediately behind roughing train 1 and a second temperature measuring device 21 is arranged immediately in front of the finishing train 2.
  • alternative or further temperature measuring devices can be located in the cooling section, in roughing train 1 and / or finishing train 2, as well as any sensors for determining further physical variables, such as the conveying speed of metal strip B, for example.
  • the temperature measuring devices 20 preferably work without contact and are generally designed in such a way that they essentially determine the surface temperature of the metal strip B. If the surface temperature is known at one or more points between roughing train 1 and finishing train 2, temperature measuring devices 20,
  • the measurement data of the temperature measuring devices 20, 21 and any other sensors are sent to a control device 30, by cable or wirelessly, where they are further processed with the aid of a physical model in order to obtain control variables for controlling the cooling device 10.
  • the control commands are also sent by cable or wirelessly to the corresponding actuators, such as pumps and / or valves, of the cooling device 10, whereby the cooling capacity of the cooling device 10 can be varied in terms of time and / or space along the cooling path, around the metal strip B as precisely as possible to bring the temperature required for the finishing train 2.
  • the process control described herein can be used for cooling devices of any kind, the task of which is to specifically cool a metallic product, in particular rolled stock, to a desired final temperature.
  • the arrangement of the cooling device 10 is not restricted to the fact that it is arranged downstream of a roughing train 1 with roll stands 1a or, in particular, is arranged between a roughing train 1 and a finishing train 2.
  • the cooling device 10 can, for example, also be arranged between two roll stands 1 a of a roughing train 1 or between two roll stands 2a of a finishing train 2.
  • a physical model is used to determine the temperatures.
  • the temperature distribution in metal strip B can be determined as a function of the process conditions using a temperature calculation program.
  • the model and the basics of the temperature calculation program are given. An exemplary process sequence for regulating the cooling device 10 is then presented.
  • the core task of the temperature calculation program concerns the calculation of the roughing strip temperature, that is to say the temperature distribution in the metal strip B at the moment of entry into the cooling device 10, which may have previously passed through the roughing train 1.
  • the calculation is preferably carried out using a finite difference method.
  • the metal strip B is mathematically divided into thin strips.
  • the boundary conditions are formulated taking into account the dimensions of the cooling zones of the cooling device 10, the quantities and temperature of the cooling medium and the ambient temperature.
  • Process variables such as the belt speed and the surface temperature of the belt as well as the thickness and / or the chemical composition of the metal belt B are also included in the calculation of the temperature distribution and are therefore immediately and immediately included in the calculation in the event of a change.
  • the result is a temperature distribution in the metal strip B.
  • the basis of the temperature calculation is the unsteady heat equation, see equation (1) below, which takes into account thermal boundary conditions and Fourier's law, according to which a heat flow in the direction of the temperature gradient is established depending on the thermal conductivity l.
  • the equation includes the density p and the enthalpy Fl of the material.
  • the energy released during the conversion can be combined with the heat capacity to form a total enthalpy H.
  • the necessary input variables for the calculation of the temperature distribution are the heat conduction or thermal conductivity l and the total enthalpy H, since these variables have a decisive influence on the temperature result.
  • the thermal conductivity l is a function of the temperature, the chemical composition and the phase proportion and can be determined experimentally for the pure phases.
  • the enthalpy H cannot be measured and for certain chemical compositions of the metal strip B it can only be described imprecisely with approximate equations. Any numerical solution to the above differential equation (1) can therefore lead to inaccurate temperature results.
  • the energy flowing in or out from outside heat transfer through convection
  • the aim is to determine the overall enthalpy curve with phase boundaries that are as exact as possible.
  • the molar enthalpy of the system here the metal band B, is calculated using the Gibbs energy according to the following equation
  • the Gibbs energy of the overall system can be calculated using the Gibbs energies of the pure phases and their phase proportions according to the following equation
  • ft denotes the phase component of phase 0 and the molar Gibbs energy of this phase f.
  • the Gibbs energy results as:
  • equation (4) the terms correspond to the single element energy, a contribution for the ideal mixture and a contribution for the non-ideal mixture (equation 5)) and the magnetic energy (equation (6)).
  • Q f denotes the Gibbs energy of a phase f
  • xf denotes the mole fraction of the / th component of the corresponding phase
  • Gl p denotes the Gibbs energy of the / th component of the corresponding phase
  • R denotes the general gas constant
  • T denotes the absolute temperature in Kelvin
  • E Q F denotes the Gibbs energy for a non-ideal mixture
  • ma9i1 G 0 denotes the magnetic energy of the system
  • a denotes a correction term
  • a L ⁇ ; j and a A, / c designate interaction parameters of different orders of the overall system formed by the metal strip B.
  • ⁇ denotes the magnetic moment
  • f (r) denotes the proportion of the overall system as a function of the normalized Curie temperature t of the overall system formed by the metal strip B.
  • FIG. 2 is a diagram showing the Gibbs energy as a function of temperature for pure iron. It can be seen from FIG. 2 that the individual phases ferrite, austenite and the liquid phase assume a minimum for a characteristic temperature range at which these phases are stable.
  • phase transition temperatures are correct for the state of equilibrium. Since the rolling process in connection with the cooling process is not a state of equilibrium, but a dynamic process, the phase transition temperatures must also be calculated in the dynamic case. In the cooling device 10, for example, a cooling rate of 5 to 20 ° C./s, for steel of 5 to 10 ° C./s, is achieved. For such and higher cooling, the phase transition temperatures can no longer from the respective Equilibrium diagram can be derived.
  • ZTU diagrams time-temperature conversion diagrams
  • FIG. 3 shows the course of the total enthalpy according to Gibbs for a low-carbon steel with known phase boundaries.
  • phase transition temperatures are now determined using regression methods.
  • the regression coefficients here preferably originate from a large number of different ZTU diagrams.
  • ⁇ denotes the transformation temperatures at which the structure of ferrite, pearlite, bainite or martensite is formed or the formation of pearlite is terminated.
  • ⁇ and T f indicate the maximum cooling rate at which ferrite or pearlite is formed, whether the Structure contains 100% ferrite and pearlite or whether it comes to the formation of 20, 80 or 100% martensite.
  • a > , bij and a denote regression constants and Ci
  • Cj denote the concentrations of the individual elements in percent by weight.
  • the number of analysis components of the chemical composition of the metal strip B taken into account is denoted by n.
  • M is the ASTM grain size and can range from 1 to 10 accept. With these parameters it is possible to construct a ZTU diagram or ZTU diagram.
  • FIG. 4 shows an exemplary ZTU diagram for a low-carbon material that was determined using the specified regression equations.
  • x c ° denotes the carbon concentrations in the volume
  • x c a the carbon concentrations at the phase boundary on the ferrite side
  • x c ⁇ the carbon concentrations at the phase boundary on the austenite side.
  • the carbon concentrations are calculated from the equilibrium concentrations, which in turn result from the equilibrium of the chemical potentials at the phase boundaries.
  • T the current temperature of the metal strip B, here the steel pre-strip
  • T denotes the cooling rate.
  • the starting temperature for the phase transition is determined from the regression equations of the ZTU diagrams.
  • D ⁇ denotes the diffusion constant of carbon in austenite according to
  • the total enthalpy can be determined with the temperatures of the phase boundaries and the structural components obtained in this way.
  • temperature-dependent and phase-dependent heat conduction or thermal conductivity and density also appear. These material-dependent values are determined for each structural phase of the metal strip B using regression equations.
  • Dz (t) denotes the scale thickness at time t
  • Fz denotes the scale factor
  • dt denotes the scale time.
  • scaling time denotes the time interval between two calculation points in the longitudinal direction of the metal strip
  • the scale factor Fz is dependent on the surface temperature of the metal strip B and the chemical analysis of its material composition (steel)
  • T 0 denotes the surface temperature of the metal strip B and C% denotes the dimensionless concentration of carbon in the material a, b and c are coefficients known from the literature; See, for example, R. Viscorova, Investigation of the heat transfer in spray water cooling with special consideration of the influence of scaling, TU Clausthal, dissertation, 2007.
  • Equation (14) provides particularly good results for metal, in particular steel, with small silicon contents, in particular less than 2% by weight.
  • FIG. 5 is a diagram showing the scale thickness as a function of the scaling time at different surface temperatures.
  • FIG. 6 is a diagram which shows the scale thickness as a function of the plant length for various carbon contents.
  • scale thus depends heavily on the analysis, in particular on the carbon content of the material. With a low carbon content, more scale is formed than with a higher carbon content. Pure iron scales more strongly than steel with a higher carbon content. In addition to the scaling time, the scale growth also depends heavily on the surface temperature of the metal strip B. The layer of scale prevents the metal strip B from emitting heat.
  • thermal conductivity of the scale depends on the temperature.
  • Table 1 contains exemplary values, including thermal conductivity values lambda (A) at different temperatures, on the one hand for the scale layer and on the other hand for a material made of steel:
  • the thermal conductivity of the scale layer is much smaller than that of the steel material.
  • the heat transfer coefficient of the scale is defined as:
  • a z ⁇ z , l z denotes the heat transfer coefficient of the scale
  • D z the thickness of the scale
  • l z the coefficient of thermal conductivity (thermal conductivity) of the scale.
  • the surface temperature of the scale layer Tz can be calculated via the heat balance and from this the heat radiation of the metal strip B to the environment can be determined.
  • the scale layer thus reduces the cooling of the metal strip B.
  • FIG. 7a is a diagram which shows, by way of example, a calculated and measured temperature profile as a function of time without taking the influence of scale into account. A large discrepancy between measurement and calculation can be seen here.
  • FIG. 7b shows the calculated and measured temperature profile as a function of time, taking into account the influence of scale. There is a good correspondence between calculation and experiment.
  • an exemplary process sequence for using the model, ie for determining the temperature distribution in the metal strip B, and for regulating or activating the cooling device 10 is described using the flow chart in FIG.
  • the input or control variables of the model are the surface temperatures of the metal strip B, which are determined by the temperature measuring devices 20, 21. If a surface temperature is specified as the setpoint at the output of the cooling device 10, the temperature calculation model in the control device 30 calculates the amount of cooling water required to achieve the desired surface temperature of the metal strip B passing through the cooling device 10. The calculated values of the temperature distribution in the metal strip B are immediately visible and can be used for the control and / or regulation of the cooling device 10 and, if applicable, the downstream finishing train 2 of the rolling train. The values for the temperature distribution are updated with each new cyclical or iterative calculation.
  • a first step A1 the process is prepared, which includes: calculating the Gibbs energy and the enthalpy curve for each phase and each temperature; Determining the scale factor; Creating a ZTU diagram; and determining the coefficient of thermal conductivity and density for all pure phases as a function of temperature from regression equations.
  • step A2 the calculation network for the current strip geometry (strip width and strip thickness) is created.
  • step A3 the initial conditions for the subsequent iteration are established.
  • the workpiece temperature or rolled stock temperature T downstream of roughing train 1 is set to an initial value T0 for all calculation nodes.
  • the scale thickness is set to 0 mm and the average cooling rate, for example, to 5 K / s as a default value.
  • step A4 Determination of the phase boundaries and structural components from the TTT diagram for the current mean cooling rate; Calculating the enthalpy as a function of the temperature from the enthalpies of the pure phases and the phase distribution; and calculating the coefficients of thermal conductivity and densities from the pure phases and the phase distribution.
  • step A5 the enthalpy H is determined from the current node temperature T for all calculation nodes.
  • step A6 equation (1) is numerically solved to calculate the entire course of enthalpy and temperature over time.
  • the deviation of the setpoint value from the actual value of the surface temperature is determined in F1 and compared with a threshold value or a tolerance (for example ⁇ 2 ° C). If the deviation is within the tolerance (“yes”), the next iteration step takes place in step A8. If the deviation is outside the tolerance (“no”), before the next iteration step according to A8, the operation of the cooling device 10 is adjusted / changed, preferably the amount of cooling medium output by the nozzles 11a is adjusted.
  • the method presented here makes it possible to adjust the optimal inlet temperature of the metal strip B into the finishing train 2 by regulating the cooling device 10 during the rolling without pause times. Depending on the application, ie depending on the forming process taking place, this means avoiding unnecessary productivity losses.
  • the cooling device 10, in particular as pre-strip cooling reduces surface defects caused by the formation of scale.
  • the temperature calculation model and its implementation as a method or in the control device 30 enables the temperature distribution within the metal strip B in the cooling device 10 to be calculated with greater accuracy, whereby a material-dependent, optimal amount of the cooling medium, preferably water, can be set and controlled in the cooling device 10 . Since the total enthalpy can be specified as an input variable in the temperature calculation for almost all materials currently manufactured worldwide with the Gibbs energies and the conversion temperatures can be determined very precisely using calculated ZTU diagrams, the temperature calculation can be carried out particularly precisely and with the greatest possible reliability of the input data .
  • the method enables a homogenization of temperature irregularities in the metal strip B (pre-strip) over the length and / or the width via a defined adjustable cooling power of the cooling device 10.
  • the method takes into account the scale formation and contains a calculation of the scale layer thickness on the metal strip B, whereby the Calculation of the heat output of the metal strip B before and after cooling is optimized.
  • the data calculated to regulate the cooling device 10 can be passed on to a preset model of any subsequent finishing train 2 (for example caloric mean temperature, grain size, or the like).
  • the cooling medium quantities required for cooling in the cooling device 10 can be determined and regulated in such a way that the inlet temperature required in the inlet of the finishing train 2 is reached exactly.
  • low inlet temperatures can be used specifically to increase the rolling speed and thus increase production.
  • metal strip B made of steel all types of suitable metal strips B, for example made of an aluminum, nickel or copper alloy, are included.
  • the model presented herein and its application as a method and in the control device 30 can also be applied to metal strips B of such materials.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Control Of Metal Rolling (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)

Abstract

Verfahren und Steuereinrichtung zur Steuerung einer Kühleinrichtung (10), die zur Temperierung eines Walzguts, vorzugsweise Metallbandes (B), das die Kühleinrichtung (10) entlang einer Förderrichtung (F) durchläuft, eingerichtet ist, wobei die Kühleinrichtung (10) vorzugsweise vor einer Walzstraße angeordnet ist und das Verfahren umfasst: Ermitteln einer Gesamtenthalpie des durch das Walzgut gebildeten Systems; Ermitteln eines Maßes für die Zunderbildung, das vorzugsweise einen Zunderfaktor, der von der chemischen Zusammensetzung sowie der Oberflächentemperatur des Walzguts abhängt, umfasst; Berechnen einer Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut auf Basis eines Temperaturberechnungsmodells, in das die ermittelte Gesamtenthalpie sowie das Maß für die Zunderbildung eingehen; und Einstellen einer Kühlleistung der Kühleinrichtung (10) unter Berücksichtigung der berechneten Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut.

Description

Verfahren zur Steuerung einer Kühleinrichtung in einer Walzstraße
Technisches Gebiet
Die Erfindung betrifft ein Verfahren sowie eine Steuereinrichtung zur Steuerung einer Kühleinrichtung, die zur Temperierung eines Walzguts, vorzugsweise Metallbandes, das die Kühleinrichtung entlang einer Förderrichtung durchläuft, eingerichtet ist. Die Kühleinrichtung ist vorzugsweise vor einer Walzstraße angeordnet, insbesondere zwischen einer Vorstraße und einer Fertigstraße.
Flintergrund der Erfindung
Für das Walzen in einer Walzstraße, insbesondere in einer Warmbandstraße, ist es von großer Bedeutung, die Temperaturverteilung im Walzgut nachverfolgen und gezielt regulieren zu können. So können zu hohe oder zu niedrige Temperaturen im Walzgut während des Walzens die mechanischen Eigenschaften des fertiggewalzten Produkts nachteilig beeinflussen. Hierbei erfordern verschiedene metallische Werkstoffe in der Regel unterschiedliche thermische und mechanische Bedingungen beim Umformen. Die jeweiligen Zeit-Temperatur- Verläufe können sich je nach Werkstoff und je nach Umformung beträchtlich unterscheiden.
Ideal wäre es, wenn die erforderlichen Temperaturen des Walzguts schon in einem vor der Walzstraße angeordneten Ofen unter Berücksichtigung der werkstoffspezifischen Temperaturen, Liegezeiten und dergleichen eingestellt werden könnten, sodass das Walzgut anschließend in der Walzstraße bei optimaler Temperaturverteilung umgeformt und auf die Endabmessung gebracht werden kann. Dies ist aufgrund der Trägheit derartiger Öfen aber kaum möglich. Die Ofentemperatur müsste für jedes Walzgut entsprechend dem jeweils vorgesehenen Umformprozess angepasst werden. Daher werden solche Öfen im Allgemeinen auf einer hohen Temperatur gehalten, die es erlaubt, alle im Rahmen eines Produktionsprozesses oder eines Produktionszyklus erforderlichen Umformprozesse durchzuführen. Die so eingestellte Temperatur ist aber für viele Walzgüter, insbesondere Metallbänder, zu oder zumindest unnötig hoch. Zudem kühlen Metallbänder unterschiedlicher Dicken unterschiedlich schnell ab. Eine gezielte Einstellung der Temperatur der zu walzenden Metallbänder bzw. allgemein Metallgüter ist daher nicht ohne weiteres möglich.
Es ist bekannt, das Metallband nach dem Walzen in einer Vorstraße anzuhalten oder mit einer reduzierten Walz- oder Fördergeschwindigkeit weiterzubewegen, sodass das Metallband an der Luft abkühlt, bevor es in eine Fertigstraße eintritt. Eine andere Möglichkeit zur Temperatureinstellung oder -anpassung besteht darin, dass das Metallband nach dem Einlaufen in die Fertigstraße mit reduzierter Geschwindigkeit transportiert, d.h. mit reduzierter Walzgeschwindigkeit gewalzt wird. Derartige Maßnahmen führen jedoch zu einer Einschränkung des Walzplans und einem Verlust der Produktivität der Walzstraße. Außerdem entstehen durch das Anhalten oder Verlangsamen des Metallbandes Pausenzeiten, in denen Zunderprobleme an der Oberfläche des Metallbandes auftreten können. Eine Weiterentwicklung des Walzprozesses bestand darin, ein Kühlsystem mit einem sogenannten Vorbandkühler zu installieren, der zwischen den
Walzgerüsten der Vorstraße und Fertigstraße angeordnet ist. Der Vorbandkühler definiert eine Kühlstrecke, in der das Walzgut mit einem flüssigen Kühlmedium, normalerweise Wasser mit oder ohne Zusätze, beaufschlagt wird. Hierbei ist der Vorbandkühler eingerichtet, um die für das Fertigwalzen angestrebte Temperatur des Walzguts einzustellen, in Abhängigkeit vom Walzgut, insbesondere dem zu walzenden Werkstoff, und gegebenenfalls von Prozessparametern. Mit einem solchen Vorbandkühler lassen sich die Einlauftemperaturen in die Fertigstraße gezielt reduzieren. Bei einem Stahlband liegen die mit einem solchen Vorbandkühler zu erzielenden Temperaturen etwa im Bereich von 1.050°C bis 1.150°C. Die Temperaturen des Walzguts können hierbei gleichmäßig über die Länge reduziert werden, oder es kann alternativ eine keilförmige
Temperaturabnahme eingestellt werden. Im letzteren Fall wird der Kopf des Metallbandes, d.h. der zuerst in die Fertigstraße einlaufende Abschnitt, stärker gekühlt als das Bandende. Damit kann verhindert werden, dass insbesondere im Fall einer langsamen Prozessführung das Bandende zu sehr unterkühlt.
Vor und/oder im Anschluss an eine solche Vorbandkühlung kann die Oberflächentemperatur des Metallbandes gemessen werden. Die Temperaturverteilung oder Durchschnittstemperatur entlang der Dicke des Metallbandes kann jedoch nicht ohne weiteres gemessen werden.
Eine Möglichkeit zur zumindest näherungsweisen Bestimmung der Temperaturverteilung oder Durchschnittstemperatur im Walzgut besteht darin, ein mathematisch-physikalisches Modell heranzuziehen. So beschreibt die DE 10 2012 224 502 A1 ein Walzverfahren, bei dem eine im Walzgut vorliegende
Temperaturverteilung mittels eines Temperaturberechnungsmodells berechnet wird, wobei die Gesamtenthalpie des Walzguts im Temperaturberechnungsmodell verarbeitet wird. Eine Ausgangsgröße des Temperaturberechnungsmodells wird dann für die Steuerung des Walzverfahrens verwendet.
Zur Regelung des Vorbandkühlers, insbesondere zur Bestimmung der benötigten Wassermengen, um die gewünschte Temperaturverteilung im Metallband einzustellen, werden möglichst exakte Berechnungsverfahren benötigt. Sind die Walzstraße und die Temperatur des in die Walzstraße einlaufenden Metallbandes nicht hinreichend aufeinander abgestimmt, kann dies zu Produktivitäts- und/oder Qualitätsverlusten führen.
Darstellung der Erfindung Eine Aufgabe der Erfindung besteht darin, die Berechnung der Temperaturverteilung im Walzgut weiter zu verbessern, insbesondere um die Einlauftemperatur des Walzguts in eine Walzstraße möglichst genau Vorhersagen und regeln zu können.
Gelöst wird die Aufgabe mit einem Verfahren mit den Merkmalen des Anspruchs 1 sowie einer Steuereinrichtung mit den Merkmalen des Anspruchs 14. Vorteilhafte Weiterbildungen folgen aus den Unteransprüchen, der folgenden Darstellung der Erfindung sowie der Beschreibung bevorzugter Ausführungsbeispiele.
Das erfindungsgemäße Verfahren dient der Steuerung einer Kühleinrichtung, die zur Temperierung eines Walzguts eingerichtet ist. Das Walzgut ist vorzugsweise ein Metallband. Auch wenn Metallbänder aus Stahl besonders geeignet sind, ist das Verfahren für alle oder zumindest viele weitere metallische Werkstoffe, beispielsweise aus einer Aluminium-, Nickel- oder Kupferlegierung, in Band-, Blech-, Rohr- oder einer anderen Form anwendbar. Das Walzgut wird entlang einer Förderrichtung durch die Kühleinrichtung transportiert. Besonders bevorzugt ist die Kühleinrichtung Teil einer Walzanlage. So ist sie etwa vor einer Walzstraße angeordnet, um das Walzgut auf eine für das Walzen geeignete Temperatur zu bringen. Vorzugsweise ist die Kühleinrichtung zwischen einer Vorstraße und einer Fertigstraße angeordnet, die jeweils ein oder mehrere Walzgerüste zum Walzen des Walzguts aufweisen.
Erfindungsgemäß wird eine Gesamtenthalpie des durch das Walzgut gebildeten Systems ermittelt. Bei hohen Temperaturen kommt es an der Walzgutoberfläche zur Zunderbildung. Die Zunderschicht vermindert die Wärmeabgabe durch Strahlung und beeinflusst die Wärmeleitung. Aus diesem Grund wird ferner ein Maß für die Zunderbildung ermittelt. Dieses Maß umfasst vorzugsweise einen Zunderfaktor, der von der chemischen Zusammensetzung sowie der Oberflächentemperatur des Walzguts abhängt. Die Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut wird nun auf Basis eines Temperaturberechnungsmodells berechnet, in das die ermittelte Gesamtenthalpie sowie das Maß für die Zunderbildung eingehen. Nachdem die
Temperaturverteilung im Walzgut bekannt ist, wird eine Kühlleistung der Kühleinrichtung unter Berücksichtigung der berechneten Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur eingestellt.
Das Verfahren verbessert die Berechnung der Walzguttemperatur. Insbesondere wird die Genauigkeit der Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur durch Berücksichtigung der Zunderbildung verbessert. Dadurch kann die Kühleinrichtung so geregelt werden, dass das Walzgut beim Austritt aus der Kühleinrichtung die gewünschte Durchschnittstemperatur bzw. Temperaturverteilung aufweist. Schließt sich an die Kühleinrichtung eine Walzstraße, etwa eine Fertigstraße, an, kann auf diese Weise durch Regelung der Kühleinrichtung während des Walzens ohne Pausenzeiten die optimale Einlauftemperatur des Walzguts in die Walzstraße eingestellt werden. So wird mit der auf dem Temperaturberechnungsmodell beruhenden Berechnung der Temperaturverteilung bzw. Durchschnittstemperatur im Walzgut vorzugsweise die Einlauftemperatur des Walzguts in die der Kühleinrichtung nachgeschaltete Walzstraße, vorzugsweise Fertigstraße, berechnet. Je nach Anwendung, d.h. je nach ablaufendem Umformprozess, bedeutet dies eine Vermeidung nicht notwendiger Produktivitäts- und/oder Qualitätsverluste. Durch die Kühleinrichtung, insbesondere als Vorbandkühlung, werden zudem Oberflächendefekte durch Zunderbildung reduziert. Ferner ermöglicht das Verfahren eine Flomogenisierung von Temperaturungleichmäßigkeiten im Walzgut über eine definiert einstellbare Kühlungsleistung der Kühleinrichtung.
Vorzugsweise wird die Gesamtenthalpie des Walzguts aus der Summe der freien molaren Enthalpien aller im Walzgut vorhandenen Reinphasen und/oder Phasenanteilen berechnet. Durch eine solche Zerlegung ist die Gesamtenthalpie für eine Vielzahl unterschiedlicher metallischer Werkstoffe mittels ein und desselben Temperaturberechnungsmodells berechenbar.
Vorzugsweise beruht das Temperaturberechnungsmodell auf einer nicht- stationären Wärmegleichung, etwa auf einer partiellen Differenzialgleichung, welche die räumliche Temperaturverteilung im Walzgut mit der zeitlichen Entwicklung der Gesamtenthalpie in Beziehung setzt. Die Wärmegleichung, beispielsweise die Fourier’sche Wärmegleichung, kann mittels einer üblichen nummerischen Technik, etwa durch Simulation, für die entsprechenden Randbedingungen, vorgegeben von der Prozessumgebung in der Kühlstrecke, gelöst werden. Dadurch kann die Temperaturverteilung im Walzgut mit der gewünschten Genauigkeit ermittelt werden.
Vorzugsweise erfolgt die Abfolge aus Ermittlung der Gesamtenthalpie, gegebenenfalls Ermittlung des Maßes für die Zunderbildung, Berechnung der Temperaturverteilung sowie Einstellung der Kühlleistung iterativ bzw. zyklisch, so dass eine Annäherung an eine angestrebte Temperaturverteilung bzw. Durchschnittstemperatur im Walzgut erfolgt. So werden zu Beginn der Iteration die Anfangsbedingungen festgelegt: beispielsweise wird die Walzguttemperatur auf einen Anfangswert T0 gesetzt, welche die Oberflächentemperatur vor Eintritt in die Kühlstrecke ist; die Zunderdicke wird beispielsweise auf 0 mm und die mittlere Kühlrate beispielsweise auf 5 K/s als Defaultwert gesetzt. Ausgehend davon wird die Iteration gestartet, wodurch sich das berechnete Temperaturprofil nach und nach einem quasi-stationären Temperaturprofil annähert. „Quasi-stationär“ bedeutet hierbei, dass das Temperaturprofil durch Regelung der Kühleinrichtung geändert werden kann und zur Justierung der Einlauftemperatur in eine etwaige Walzstraße auch wird. Vorzugsweise erfolgt die Einstellung der Kühlleistung der Kühleinrichtung durch Vergleich mit einem Schwellwert bzw. einer Toleranz. Das heißt, sofern die berechnete Temperaturverteilung um mehr als eine vorgegebene Toleranz von einer Soll-Temperaturverteilung abweicht, findet eine Anpassung der Kühlleistung statt. Andernfalls ist keine Änderung der Kühlleistung erforderlich. Für diese Entscheidung muss nicht unbedingt die gesamte berechnete Temperaturverteilung herangezogen werden, sondern der Einfachheit halber können ein oder mehrere Temperaturwerte oder die Durchschnittstemperatur mit einem entsprechenden Sollmaß verglichen werden. So können beispielsweise der Sollwert und Istwert der Oberflächentemperatur am Ausgang der Kühleinrichtung miteinander verglichen werden. Liegt die Differenz außerhalb der vorgegebenen Toleranz, beispielsweise von ±2°C, findet eine Anpassung der Kühlleistung statt.
Vorzugsweise weist die Kühleinrichtung eine Düsenanordnung mit mehreren Düsen auf, die eingerichtet ist, um die Düsen mit einem fluiden Kühlmedium, vorzugsweise Wasser oder ein Wassergemisch, zu versorgen, wobei die Kühlleistung der Kühleinrichtung in diesem Fall durch die von den Düsen ausgegebene Menge an Kühlmedium eingestellt wird. Auf diese Weise kann auf einfache und unmittelbare Weise die Kühlleistung der Kühleinrichtung eingestellt werden.
Vorzugsweise sind eine oder mehrere Temperaturmesseinrichtungen vorgesehen, deren Messwerte in die Ermittlung der Gesamtenthalpie und/oder Ermittlung des Maßes für die Zunderbildung und/oder auf andere Weise in das Temperaturberechnungsmodell eingehen. So kann eine erste Temperaturmesseinrichtung unmittelbar hinter der Vorstraße und eine zweite Temperaturmesseinrichtung unmittelbar vor der Fertigstraße angeordnet sein. Selbstverständlich können sich alternative oder weitere Temperaturmesseinrichtungen in der Kühlstrecke, in der Vorstraße und/oder Fertigstraße befinden, sowie etwaige Sensoren zur Bestimmung weiterer physikalischer Größen, wie etwa der Fördergeschwindigkeit des Walzguts, vorgesehen sein. Die Temperaturmesseinrichtungen arbeiten vorzugsweise berührungslos und sind in der Regel so beschaffen, dass sie im Wesentlichen die Oberflächentemperatur des Walzguts detektieren. Die Messdaten der
Temperaturmesseinrichtungen sowie etwaiger weiterer Sensoren werden an eine Steuereinrichtung gesendet, kabelgebunden oder drahtlos, wo sie mithilfe des Temperaturberechnungsmodels weiterverarbeitet werden, um daraus Regelungsgrößen zur Ansteuerung der Kühleinrichtung und etwaiger weiterer Anlagenteile, wie etwa der Vor- und/oder Fertigstraße, zu erhalten. Die
Steuerbefehle werden ebenfalls kabelgebunden oder drahtlos an die entsprechenden Aktuatoren, wie etwa Pumpen und/oder Ventile, der
Kühleinrichtung gesendet, wodurch die Kühlleistung der Kühleinrichtung zeitlich und/oder räumlich entlang der Kühlstrecke variierbar ist.
Vorzugsweise werden bei der Berechnung der Gesamtenthalpie Phasenumwandlungstemperaturen mittels eines Regressionsverfahrens ermittelt, das Regressionskoeffizienten verwendet, die vorzugsweise aus einem berechneten oder empirisch erhaltenen ZTU-Diagramm (Zeit-Temperatur- Umwandlungsdiagramm) gewonnen werden. Da die Umwandlungstemperaturen über berechnete ZTU-Diagramme sehr genau bestimmt werden können, kann die Temperaturberechnung besonders genau und mit größtmöglicher Sicherheit der Eingangsdaten durchgeführt werden.
Vorzugsweise wird im Rahmen des Temperaturberechnungsmodells die Gesamtenthalpie als freie molare Gesamtenthalpie H des Walzguts mittels der Gibbs-Energie G bei konstantem Druck p nach der Gleichung ermittelt, wobei T die absolute Temperatur in Kelvin bezeichnet. Für eine Phasenmischung wird die Gibbs-Energie G des Gesamtsystems vorzugsweise als Summe der Gibbs-Energien der Reinphasen sowie Phasenanteilen nach der Gleichung ermittelt, wobei f den Gibbs-Energieanteil der jeweiligen Phase oder des jeweiligen Phasenanteils am Gesamtsystem und G' die Gibbs-Energie der jeweiligen Reinphase oder des jeweiligen Phasenanteils des Systems bezeichnen. Da die Gesamtenthalpie als Eingangsgröße bei der Temperaturberechnung für nahezu alle gegenwertig weltweit hergestellten metallischen Werkstoffe mit den Gibbs-Energien angegeben werden kann und die Umwandlungstemperaturen beispielsweise über berechnete ZTU-Diagramme sehr genau bestimmt werden können, kann die Temperaturberechnung besonders genau und mit größtmöglicher Sicherheit der Eingangsdaten durchgeführt werden.
Vorzugsweise besteht das Walzgut aus Stahl, mit Anteilen an Austenit-, Ferrit- und Flüssigphase, wobei die Flüssigphase in der Regel bei Metallbändern während des Walzprozesses nicht mehr vorhanden ist. Die Gibbs-Energie der jeweiligen Phasen wird in diesem Fall vorzugsweise nach folgender Gleichung ermittelt, wobei Qf die Gibbs-Energie einer jeweiligen Phase f, xP den Molenbruch der /- ten Komponente der jeweiligen Phase f, Glp die Gibbs-Energie der /- ten Komponente der jeweiligen Phase f, R die allgemeine Gaskonstante, T die absolute Temperatur in Kelvin, EQF die Gibbs-Energie für eine nicht-ideale Mischung und ma9i1G0 die magnetische Energie des Systems bezeichnen.
Hierbei wird die Gibbs-Energie für eine nicht-ideale Mischung EQF vorzugsweise nach der Gleichung
E Of = x,xJ alf, (x, -Xj + x,xJxkL J k
ermittelt, wobei x; den Molenbruch der /-ten Komponente, x den Molenbruch der j- ten Komponente, Xk den Molenbruch der /c-ten Komponente, a einen Korrekturterm, aL^/j und aL^;y/ Wechselwirkungsparameter verschiedener Ordnung des vom Walzgut gebildeten Gesamtsystems bezeichnen.
Der Anteil der magnetischen Energie wird vorzugsweise nach der Gleichung ermittelt, wobei R die allgemeine Gaskonstante, T die absolute Temperatur in Kelvin, ß das magnetische Moment und f(r) den Anteil am Gesamtsystem in Abhängigkeit von der normierten Curietemperatur t des vom Walzgut gebildeten Gesamtsystems bezeichnen. Vorzugsweise wird die Umwandlungskinetik der Phasen über einen diffusionskontrollierten Ansatz gemäß der Enomoto-Gleichung bestimmt; genauer gesagt mittels der folgenden Gleichung:
Hierbei bezeichnen xc° die Kohlenstoffkonzentrationen im Volumen, xc a die Kohlenstoffkonzentrationen an der Phasengrenze auf der Ferritseite und xc Ä die Kohlenstoffkonzentrationen an der Phasengrenze auf der Austenitseite. Die Kohlenstoffkonzentrationen werden aus den Gleichgewichtskonzentrationen berechnet, welche sich wiederum aus dem Gleichgewicht der chemischen Potentiale an den Phasengrenzen ergeben. To bezeichnet die Starttemperatur der Phasenumwandlung, T die aktuelle Temperatur des Walzguts, und t bezeichnet die Abkühlrate. Die Starttemperatur für die Phasenumwandlung wird vorzugsweise aus den Regressionsgleichungen der ZTU-Diagramme ermittelt. D< bezeichnet die Diffusionskonstante des Kohlenstoffs im Austenit gemäß
8339,9
* 0,00453 T
* exp [- ß - 0,000222l) * (17767 - 26436 * T)] (12) mit d als Austenitkorngröße.
Mit den so gewonnenen Temperaturen der Phasengrenzen und der Gefügeanteile kann die Gesamtenthalpie mit großer Genauigkeit bestimmt werden. Vorzugsweise wird im Rahmen des Temperaturberechnungsmodells die Dicke des sich nach einer Zeitspanne auf dem Walzgut gebildeten Zunders gemäß nachfolgender Berechnungsformel
Dz(t + dt) = V Dz(t ) 2 + Fz dt d z
dt =
mit u bestimmt, wobei Dz(t) die Dicke des Zunders, t die Zeit, dt die Zeitspanne, Fz der Zunderfaktor, v die Fördergeschwindigkeit des Walzguts und dz eine in der Zeitspanne dt mit der Fördergeschwindigkeit v zurückgelegte Weglänge bezeichnen.
Vorzugsweise wird der Zunderfaktor Fz abhängig von der Oberflächentemperatur des Walzguts und dessen chemischer Zusammensetzung gemäß der Gleichung
Fz = a e'b c%-e-tfTo
berechnet, wobei T0 die Oberflächentemperatur des Walzguts und C% die dimensionslose Konzentration von Kohlenstoff im Werkstoff des Walzguts bezeichnen a, b und c sind aus der Literatur bekannte Koeffizienten; vgl. beispielsweise R. Viscorova, Untersuchung des Wärmeübergangs bei der Spritzwasserkühlung unter besonderer Berücksichtigung des Einflusses der Verzunderung, TU Clausthal, Dissertation, 2007. Die vorstehend angegebene Gleichung zur Bestimmung des Zunderfaktors liefert besonders gute Ergebnisse für Metall, insbesondere Stahl, mit kleinen Siliziumanteilen, insbesondere kleiner 2 Gew.-%. In diesem Fall betragen die Koeffizienten beispielsweise: a=9.8*107, b= 2.08, c=17780 betragen.
Der Wärmedurchgangskoeffizient des Zunders wird vorzugsweise gemäß der Gleichung berücksichtigt, wobei der Wärmedurchgangskoeffizient des
Zunders, Dz dje Dicke des Zunders und z die Wärmeleitzahl des Zunders bezeichnen.
Die oben genannte Aufgabe wird ferner von einer Steuereinrichtung zur Steuerung einer Kühleinrichtung gelöst, die zur Temperierung eines Walzguts, vorzugsweise Metallbandes, das die Kühleinrichtung entlang einer Förderrichtung durchläuft, eingerichtet ist. Die Steuereinrichtung ist zur Durchführung eines Verfahrens gemäß der vorstehenden Beschreibung eingerichtet.
Die Steuereinrichtung kann zu diesem Zweck lokal oder dezentral verwirklicht sein. Beispielsweise kann die Steuereinrichtung mehrere Recheneinrichtungen umfassen, die über ein Netzwerk miteinander kommunizieren. Die Steuereinrichtung ist beispielsweise durch entsprechende Programmierung flexibel und kostengünstig anpassbar.
Die Merkmale, technischen Wirkungen, Vorteile sowie Ausführungsbeispiele, die in Bezug auf das Verfahren beschrieben wurden, gelten analog für die Steuereinrichtung.
Auch wenn vorstehend konkrete Beispiele auf ein Metallband aus Stahl abgestellt sind, so ist die Erfindung ebenso für viele andere Arten von metallischen Werkstoffen, beispielsweise Aluminium-, Nickel- oder Kupferlegierungen, sowie Walzgüter anderer Geometrien anwendbar.
Weitere Vorteile und Merkmale der vorliegenden Erfindung sind aus der folgenden Beschreibung bevorzugter Ausführungsbeispiele ersichtlich. Die dort beschriebenen Merkmale können alleinstehend oder in Kombination mit einem oder mehreren der oben dargelegten Merkmale umgesetzt werden, insofern sich die Merkmale nicht widersprechen. Die folgende Beschreibung der bevorzugten Ausführungsbeispiele erfolgt dabei unter Bezugnahme auf die begleitenden Zeichnungen.
Kurze Beschreibung der Figuren
Figur 1 ist eine schematische Darstellung einer Kühleinrichtung, angeordnet zwischen einer Vorstraße und einer Fertigstraße.
Figur 2 ist ein Diagramm, das die Gibbs-Energie als Funktion der Temperatur für Reineisen darstellt.
Figur 3 ist ein Diagramm, das den Verlauf der Gesamtenthalpie nach Gibbs für einen kohlenstoffarmen Stahl bei bekannten Phasengrenzen darstellt.
Figur 4 ist ein ZTU-Diagramm, das für einen kohlenstoffarmen Werkstoff mithilfe von Regressionsgleichungen bestimmt wurde.
Figur 5 ist ein Diagramm, das die Zunderdicke als Funktion der Verzunderungszeit bei unterschiedlichen Oberflächentemperaturen darstellt. Figur 6 ist ein Diagramm, das die Zunderdicke als Funktion der Anlagenlänge für verschiedene Kohlenstoffgehalte darstellt.
Figur 7 a ist ein Diagramm, das beispielhaft einen berechneten und gemessenen Temperaturverlauf als Funktion der Zeit ohne Berücksichtigung des Zundereinflusses zeigt. Figur 7b ist ein Diagramm, das beispielhaft einen berechneten und gemessenen Temperaturverlauf als Funktion der Zeit unter Berücksichtigung des Zundereinflusses zeigt.
Figur 8 ist ein Flussdiagramm, das einen beispielhaften Prozessablauf zur Regelung der Kühleinrichtung gemäß Figur 1 veranschaulicht.
Detaillierte Beschreibung bevorzugter Ausführunqsbeispiele
Im Folgenden werden bevorzugte Ausführungsbeispiele anhand der Figuren beschrieben. Dabei sind gleiche, ähnliche oder gleichwirkende Elemente mit identischen Bezugszeichen versehen, und auf eine wiederholende Beschreibung dieser Elemente wird teilweise verzichtet, um Redundanzen zu vermeiden.
Die Figur 1 ist eine schematische Darstellung einer Kühleinrichtung 10, im vorliegenden Ausführungsbeispiel als sogenannter Vorbandkühler implementiert, zwischen einer Vorstraße 1 und einer Fertigstraße 2. Die Vorstraße 1 und die Fertigstraße 2 weisen jeweils ein oder mehrere Walzgerüste 1 a, 2a zum Walzen eine Walzguts auf, das entlang einer Förderrichtung F durch die Anlage transportiert wird. Als Walzgut sei im Weiteren ein Metallband B herangezogen. Die Vorstraße 1 dient vorzugsweise dazu, aus einer Bramme, beispielsweise aus einer Stranggießanlage kommend, zu einem Vorband zu walzen. Das Vorband wird nach Durchlaufen der Kühleinrichtung 10 von der Fertigstraße 2 auf die gewünschte Enddicke fertiggewalzt.
Das Fertigblech, das Vorband sowie alle Zwischenprodukte fallen gemeinsam unter die Bezeichnung„Metallband“. Ferner umfasst die Bezeichnung„Metallband“ sämtliche für das Walzen geeignete Metalle und Legierungen in Blechform, insbesondere Stahl und NE-Metalle, wie etwa Alu- oder Nickellegierungen.
In der Figur 1 ist beispielhaft das letzte Walzgerüst 1 a der Vorstraße 1 sowie das erste Walzgerüst 2a der Fertigstraße 2 dargestellt. Hierbei sind räumliche Relationen wie„vor“,„hinter“,„erste“,„letzte“ usw. in Bezug auf die Förderrichtung F zu sehen.
Die Kühleinrichtung 10 weist eine Düsenanordnung 11 mit mehreren Düsen 11a auf. Die Düsenanordnung 11 definiert eine Durchlaufkühlstrecke, in der das Metallband B gezielt abgekühlt wird und die vorzugsweise unmittelbar hinter der Vorstraße 1 beginnt und unmittelbar vor der Fertigstraße 2 endet. Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass durchaus auch weitere Aggregate, wie etwa ein Entzunderer, eine Wärmedämmhaube, eine Schere und dergleichen, im Bereich zwischen der Vorstraße 1 und der Fertigstraße 2 installiert sein können. Die Düsenanordnung 11 weist ein Fluidsystem mit Pumpe(n), Verteilungsleitung(en), Ventil(en) und dergleichen auf, in der Figur 1 nicht näher dargestellt, das eingerichtet ist, um die Düsen 11 a mit einem fluiden Kühlmedium, vorzugsweise Wasser oder ein Wassergemisch, zu versorgen. Die Düsen 11a sind eingerichtet, um das Kühlmedium auf das Metallband B, insbesondere die beiden Bandflächen, zu sprühen. Die Düsen 11 a sind zu diesem Zweck geeignet positioniert und ausgerichtet, um das Metallband B mit einer variierbaren Menge an Kühlmedium, vorzugsweise abschnittsweise entlang der Kühlstrecke steuerbar, zu beaufschlagen.
Um die Kühlleistung in der Kühlstrecke gezielt steuern zu können, wie nachstehend im Detail erläutert, befinden sich vorzugsweise ein oder mehrere Temperaturmesseinrichtungen 20, 21 zwischen der Vorstraße 1 und der Fertigstraße 2. Im vorliegenden Beispiel ist eine erste Temperaturmesseinrichtungen 20 unmittelbar hinter der Vorstraße 1 und eine zweite Temperaturmesseinrichtungen 21 unmittelbar vor der Fertigstraße 2 angeordnet. Selbstverständlich können sich alternative oder weitere Temperaturmesseinrichtungen in der Kühlstrecke, in der Vorstraße 1 und/oder Fertigstraße 2 befinden, sowie etwaige Sensoren zur Bestimmung weiterer physikalischer Größen, wie etwa der Fördergeschwindigkeit das Metallbandes B, vorgesehen sein. Die Temperaturmesseinrichtungen 20 arbeiten vorzugsweise berührungslos und sind in der Regel so beschaffen, dass sie im Wesentlichen die Oberflächentemperatur des Metallbandes B ermitteln. Sofern die Oberflächentemperatur an einem oder mehreren Punkten zwischen der Vorstraße 1 und der Fertigstraße 2 bekannt ist, kann auf Temperaturmesseinrichtungen 20,
21 gegebenenfalls verzichtet werden.
Die Messdaten der Temperaturmesseinrichtungen 20, 21 sowie etwaiger weiterer Sensoren werden an eine Steuereinrichtung 30 gesendet, kabelgebunden oder drahtlos, wo sie mithilfe eines physikalischen Modells weiterverarbeitet werden, um daraus Regelungsgrößen zur Ansteuerung der Kühleinrichtung 10 zu erhalten. Die Steuerbefehle werden ebenfalls kabelgebunden oder drahtlos an die entsprechenden Aktuatoren, wie etwa Pumpen und/oder Ventile, der Kühleinrichtung 10 gesendet, wodurch die Kühlleistung der Kühleinrichtung 10 zeitlich und/oder räumlich entlang der Kühlstrecke variierbar ist, um das Metallband B so genau wie möglich auf die für die Fertigstraße 2 erforderliche Temperatur zu bringen.
Es sei darauf hingewiesen, dass der vorstehend dargelegte Anlagenaufbau nur beispielhaft ist. So ist die hierin beschriebene Prozessregelung für Kühleinrichtungen jedweder Art anwendbar, deren Aufgabe darin besteht, ein metallisches Produkt, insbesondere Walzgut, gezielt auf eine gewünschte Endtemperatur abzukühlen. So ist die Anordnung der Kühleinrichtung 10 nicht darauf beschränkt, dass diese einer Vorstraße 1 mit Walzgerüsten 1 a nachgeordnet oder insbesondere zwischen einer Vorstraße 1 und einer Fertigstraße 2 angeordnet ist. Die Kühleinrichtung 10 kann beispielsweise auch zwischen zwei Walzgerüsten 1 a einer Vorstraße 1 oder zwischen zwei Walzgerüsten 2a einer Fertigstraße 2 angeordnet sein.
Da die Temperaturen im Innern des Metallbandes B nicht gemessen werden können, findet ein physikalisches Modell zur Ermittlung der Temperaturen Anwendung. Mithilfe des Modells kann über ein Temperaturberechnungsprogramm die Temperaturverteilung im Metallband B in Abhängigkeit von den Prozessbedingungen ermittelt werden. Zunächst werden das Modell und die Grundlagen des Temperaturberechnungsprogramms angegeben. Im Anschluss daran wird ein beispielhafter Prozessablauf zur Regelung der Kühleinrichtung 10 dargelegt.
Die Kernaufgabe des Temperaturberechnungsprogramms betrifft die Berechnung der Vorbandtemperatur, also die Temperaturverteilung im Metallband B im Moment des Einlaufs in die Kühleinrichtung 10, das zuvor gegebenenfalls die Vorstraße 1 durchlaufen hat. Die Berechnung erfolgt vorzugsweise über ein Finite- Differenzen-Verfahren. Das Metallband B wird zu diesem Zweck mathematisch in dünne Streifen zerlegt. Die Randbedingungen werden unter Berücksichtigung der Abmessungen von Kühlzonen der Kühleinrichtung 10, Mengen und Temperatur des Kühlmediums sowie der Umgebungstemperatur formuliert.
In die Berechnung der Temperaturverteilung gehen zudem Prozessgrößen, wie etwa die Bandgeschwindigkeit und die Oberflächentemperatur des Bandes sowie die Dicke und/oder die chemische Zusammensetzung des Metallbandes B, ein und finden insofern bei einer Änderung unmittelbar und sofort Eingang in die Berechnung. Als Ergebnis ergibt sich eine Temperaturverteilung im Metallband B.
Basis der Temperaturberechnung ist die instationäre Wärmegleichung, vgl. nachstehende Gleichung (1 ), die thermische Randbedingungen und das Gesetz von Fourier berücksichtigt, nach dem sich ein Wärmefluss in Richtung des Temperaturgefälles abhängig von der Wärmeleitfähigkeit l einstellt. In die Gleichung gehen die Dichte p und die Enthalpie Fl des Werkstoffs ein. Die freiwerdende Energie während der Umwandlung kann mit der Wärmekapazität zu einer Gesamtenthalpie H zusammengefasst werden. Mit s sei die Ortskoordinate entlang der Dickenrichtung bezeichnet, und T gibt die berechnete Temperatur an. Dann gilt (vgl. Miettinen, S. Louhenkilpi; 1994; „Calculation of Thermophysical Properties of Carbon and Low Alloyed Steels for Modeling of Solidifaction Processes”):
(1 )
Als notwendige Eingangsgrößen sind für die Berechnung der Temperaturverteilung die Wärmeleitung bzw. Wärmeleitfähigkeit l und die Gesamtenthalpie H besonders wichtig, da diese Größen das Temperaturergebnis maßgeblich beeinflussen. Die Wärmeleitfähigkeit l ist eine Funktion der Temperatur, der chemischen Zusammensetzung sowie des Phasenanteils und kann für die Reinphasen experimentell ermittelt werden. Die Enthalpie H ist jedoch nicht messbar und für bestimmte chemische Zusammensetzungen des Metallbandes B nur ungenau mit Näherungsgleichungen zu beschreiben. Eine etwaige numerische Lösung der obigen Differenzialgleichung (1 ) kann daher zu ungenauen Temperaturergebnissen führen. Die von außen zu- oder abfließende Energie (Wärmeübergang durch Konvektion) wird in den thermischen Randbedingungen berücksichtigt.
Um die Genauigkeit der Berechnung zu erhöhen, wird eine Bestimmung des Gesamtenthalpieverlaufs mit möglichst exakten Phasengrenzen angestrebt. Dazu wird die molare Enthalpie des Systems, hier des Metallbandes B, über die Gibbs- Energie gemäß nachstehender Gleichung
berechnet. Hierbei bezeichnet H die molare Enthalpie des Systems, G die molare Gibbs-Energie des Gesamtsystems und T die absolute Temperatur in Kelvin. Für eine Phasenmischung kann die Gibbs-Energie des Gesamtsystems über die Gibbs-Energien der Reinphasen sowie deren Phasenanteilen gemäß nachstehender Gleichung
berechnet werden. Hierbei bezeichnen ft den Phasenanteil der Phase 0 und die molare Gibbs-Energie dieser Phase f. Für die Austenit-, Ferrit- und Flüssigphase ergibt sich die Gibbs-Energie zu:
EG* = X XjX j alft,j (x, - Xj Y + xfXjXkL{J k (5) mag„Gi, = RT\n(\ + ß)f(T)
(6)
In der Gleichung (4) entsprechen die Terme der Einzelelement-Energie, einem Beitrag für die ideale Mischung sowie einem Beitrag für die nicht-ideale Mischung (Gleichung 5)) und der magnetischen Energie (Gleichung (6)).
Im Detail bezeichnet Qf die Gibbs-Energie einer Phase f, xf bezeichnet den Molenbruch der /- ten Komponente der entsprechenden Phase 0, Glp bezeichnet die Gibbs-Energie der /-ten Komponente der entsprechenden Phase 0, R bezeichnet die allgemeine Gaskonstante, T bezeichnet die absolute Temperatur in Kelvin, EQF bezeichnet die Gibbs-Energie für eine nicht-ideale Mischung, ma9i1G0 bezeichnet die magnetische Energie des Systems, a bezeichnet einen Korrekturterm, und aL^; j und a A,/c bezeichnen Wechselwirkungsparameter verschiedener Ordnung des vom Metallband B gebildeten Gesamtsystems. Weiterhin bezeichnet ß das magnetische Moment, und f(r) bezeichnet den Anteil am Gesamtsystem in Abhängigkeit von der normierten Curietemperatur t des vom Metallband B gebildeten Gesamtsystems.
Die Parameter der Terme der Gleichungen (6) bis (8) können beispielsweise einer Datenbank entnommen werden und zur Ermittlung der Gibbs-Energien beispielsweise einer Stahlzusammensetzung des Metallbandes B verwendet werden. Mit Hilfe einer mathematischen Ableitung ergibt sich daraus die Gesamtenthalpie dieser Stahlzusammensetzung. Die Figur 2 ist ein Diagramm, das die Gibbs-Energie als Funktion der Temperatur für Reineisen darstellt. Aus der Figur 2 ist ersichtlich, dass die einzelnen Phasen Ferrit, Austenit und die Flüssigphase für einen charakteristischen Temperaturbereich ein Minimum annehmen, bei dem diese Phasen stabil sind.
Prinzipiell ist es damit möglich, für jede Stahlzusammensetzung ein Phasendiagramm zu erstellen. Mit den Gibbs-Energien werden jeweils die Phasenübergänge exakt ermittelt und die stabilen Phasenanteile dargestellt.
Ein solches Phasendiagramm ist für den Gleichgewichtszustand richtig. Da es sich bei dem Walzprozess in Verbindung mit dem Kühlprozess jedoch nicht um einen Gleichgewichtszustand, sondern um einen dynamischen Prozess handelt, müssen die Phasenumwandlungstemperaturen auch im dynamischen Fall berechnet werden. In der Kühleinrichtung 10 wird beispielsweise eine Kühlrate von 5 bis 20°C/s, bei Stahl von 5 bis 10°C/s, erreicht. Für solche und höhere Abkühlungen können die Phasenübergangstemperaturen nicht mehr aus dem jeweiligen Gleichgewichtsdiagramm abgeleitet werden. Es werden daher die sogenannten ZTU-Diagramme (Zeit-Temperatur-Umwandlungsdiagramme) herangezogen.
Die Figur 3 zeigt den Verlauf der Gesamtenthalpie nach Gibbs für einen kohlenstoffarmen Stahl bei bekannten Phasengrenzen.
Die Phasenumwandlungstemperaturen werden nun mittels Regressionsverfahren bestimmt. Die Regressionskoeffizienten stammen hierbei vorzugsweise aus einer Vielzahl unterschiedlicher ZTU-Diagramme. Die Gleichungen haben für ein Metallband B aus Stahl die Form: gf= r (Analyse, Austenitkorngröße, Kühlrate) (7)
T = F (Analyse, Austenitkorngröße) (8)
genauer:
Hierbei bezeichnet 7^ die Umwandlungstemperaturen, bei denen die Gefüge Ferrit, Perlit, Bainit oder Martensit gebildet oder die Bildung von Perlit beendet wird.† und Tf geben die maximale Kühlrate an, bei der es zur Bildung von Ferrit oder Perlit kommt, ob die Struktur 100 % Ferrit und Perlit enthält oder ob es zur Bildung von 20, 80 oder 100% Martensit kommt. In den Gleichungen (9) und (10) bezeichnen a>, bij und a Regressionskonstanten und Ci, Cj die Konzentrationen der einzelnen Elemente in Gewichtsprozent. Mit n wird die Anzahl der berücksichtigten Analysebestandteile der chemischen Zusammensetzung des Metallbandes B bezeichnet. M ist die ASTM-Korngröße und kann Werte im Bereich von 1 bis 10 annehmen. Mit diesen Parametern ist es möglich, ein ZTU-Schaubild bzw. ZTU- Diagramm zu konstruieren.
Die Figur 4 zeigt ein beispielhaftes ZTU-Diagramm für einen kohlenstoffarmen Werkstoff, das mit den angegebenen Regressionsgleichungen bestimmt wurde.
Die Umwandlungskinetik zwischen den einzelnen Phasen lässt sich über einen diffusionskontrollierten Ansatz mit einer Enomoto-Gleichung wie folgt beschreiben:
Hierbei bezeichnen xc° die Kohlenstoffkonzentrationen im Volumen, xc a die Kohlenstoffkonzentrationen an der Phasengrenze auf der Ferritseite und xc Ä die Kohlenstoffkonzentrationen an der Phasengrenze auf der Austenitseite. Die Kohlenstoffkonzentrationen werden aus den Gleichgewichtskonzentrationen berechnet, welche sich wiederum aus dem Gleichgewicht der chemischen Potentiale an den Phasengrenzen ergeben. To bezeichnet die Starttemperatur der Phasenumwandlung, T die aktuelle Temperatur des Metallbandes B, hier des Vorbandes aus Stahl, und T bezeichnet die Abkühlrate. Die Starttemperatur für die Phasenumwandlung wird aus den Regressionsgleichungen der ZTU-Diagramme ermittelt. D< bezeichnet die Diffusionskonstante des Kohlenstoffs im Austenit gemäß
8339,91
— J * 0,00453
* exp [- (i - 0,000222l) * (17767 - 26436 * yp) 1 (12) mit d als Austenitkorngröße.
Mit den so gewonnenen Temperaturen der Phasengrenzen und der Gefügeanteile kann die Gesamtenthalpie bestimmt werden. In der Fourier'schen Wärmeleitungsgleichung treten neben der Enthalpie auch die temperaturabhängige und phasenabhängige Wärmeleitung bzw. Wärmeleitfähigkeit und Dichte auf. Diese materialabhängigen Werte werden über Regressionsgleichungen für eine jede Gefügephase des Metallbandes B bestimmt.
Für eine exakte Temperaturberechnung und Steuerung der in der Kühleinrichtung 10 benötigten, d.h. zu versprühenden Mengen an Kühlmedium ist die Kenntnis dieser Materialgrößen wichtig.
Bei hohen Temperaturen kommt es an der Bandoberfläche des Metallbandes B zu einer Zunderbildung, die durch größere Liege- oder Pausenzeiten des Metallbandes B während des Umform prozesses verstärkt wird. Die sich bildende Zunderschicht vermindert die Wärmeabgabe des Metallbandes B durch Strahlung. Bei der Berechnung der Temperaturverteilung im Metallband B wird dieser sich aufgrund der Zunderschicht ergebende verminderte Wärmeübergang an die Umgebung berücksichtigt. Hierzu ist die Bestimmung der sich bildenden Zunderschicht notwendig, die wie Folge erfolgen kann:
Der Zuwachs der Zunderdicke Dz in einem Zeitschritt dt wird berechnet gemäß Dz(t + dt) = Dz(t)2 + Fz dt (13)
wobei Dz(t) die Zunderdicke zum Zeitpunkt t, Fz den Zunderfaktor und dt die Verzunderungszeit bezeichnen. Die „Verzunderungszeit“ bezeichnet dabei den zeitlichen Abstand zweier Berechnungspunkte in Längsrichtung des Metallbandes
B. Somit kann die Verzunderungszeit als dt =— angegeben werden, wobei v die u
Fördergeschwindigkeit des Metallbandes B angibt, die bekannt und/oder messbar ist. Die Variable dz bezeichnet den in der Zeit dt zurückgelegten Weg. Der Zunderfaktor Fz wird abhängig von der Oberflächentemperatur des Metallbandes B und der chemischen Analyse seiner Materialzusammensetzung (Stahl) mit
Fz = a e b c%-e-tfTo (14)
berechnet, wobei T0 die Oberflächentemperatur des Metallbandes B und C% die dimensionslose Konzentration von Kohlenstoff im Werkstoff bezeichnen a, b und c sind aus der Literatur bekannte Koeffizienten; vgl. beispielsweise R. Viscorova, Untersuchung des Wärmeübergangs bei der Spritzwasserkühlung unter besonderer Berücksichtigung des Einflusses der Verzunderung, TU Clausthal, Dissertation, 2007.
Die vorstehend angegebene Gleichung (14) liefert besonders gute Ergebnisse für Metall, insbesondere Stahl, mit kleinen Siliziumanteilen, insbesondere kleiner 2 Gew.-%. In diesem Fall betragen die Koeffizienten beispielsweise: a=9.8*107, b=2.08, c=17780. Die Figur 5 ist ein Diagramm, das die Zunderdicke als Funktion der Verzunderungszeit bei unterschiedlichen Oberflächentemperaturen darstellt. Die Figur 6 ist ein Diagramm, das die Zunderdicke als Funktion der Anlagenlänge für verschiedene Kohlenstoffgehalte darstellt.
Die Zunderbildung hängt somit stark von der Analyse, insbesondere vom Kohlenstoffgehalt des Werkstoffs ab. Bei einem geringen Kohlenstoffgehalt wird mehr Zunder gebildet als bei einem höheren Kohlenstoffgehalt. So verzundert Reineisen stärker als ein Stahl mit einem höheren Kohlenstoffanteil. Das Zunderwachstum hängt zudem neben der Verzunderungszeit auch stark von der Oberflächentemperatur des Metallbandes B ab. Die Zunderschicht behindert die Wärmeabgabe des Metallbandes B.
Der Wärmeleitzahl des Zunders ist temperaturabhängig. Die Tabelle 1 enthält beispielhafte Werte, umfassend Wärmeleitfähigkeitswerte Lambda ( A ) bei verschiedenen Temperaturen zum einen für die Zunderschicht und zum anderen für einen Werkstoff aus Stahl:
[Tabelle 1 ]
Die Wärmeleitzahl der Zunderschicht ist wesentlich kleiner als die des Stahlwerkstoffs. Der Wärmedurchgangskoeffizient des Zunders ist definiert als:
Hierbei bezeichnen az{Όz,lz) den Wärmedurchgangskoeffizient des Zunders, Dz die Dicke des Zunders und lz die Wärmeleitzahl (Wärmeleitfähigkeit) des Zunders.
Mit dem Wärmedurchgangskoeffizienten des Zunders kann über die Wärmebilanz die Oberflächentemperatur der Zunderschicht Tz berechnet werden und hieraus die Wärmeabstrahlung des Metallbandes B an die Umgebung ermittelt werden. Die Zunderschicht vermindert somit die Abkühlung des Metallbandes B.
Eine genaue Kenntnis des Verhaltens der Zunderschicht ist wichtig für die korrekte Berechnung der Temperaturentwicklung in der Kühleinrichtung 10.
Die Figur 7a ist ein Diagramm, das beispielhaft einen berechneten und gemessenen Temperaturverlauf als Funktion der Zeit ohne Berücksichtigung des Zundereinflusses zeigt. Hier ist eine große Abweichung zwischen Messung und Berechnung zu erkennen. Demgegenüber zeigt die Figur 7b den berechneten und gemessenen Temperaturverlauf als Funktion der Zeit unter Berücksichtigung des Zundereinflusses. Es ist eine gute Übereinstimmung zwischen Berechnung und Experiment zu erkennen. Im Folgenden wird ein beispielhafter Prozessablauf zur Anwendung des Modells, d.h. zur Ermittlung der Temperaturverteilung im Metallband B, und zur Regelung bzw. Ansteuerung der Kühleinrichtung 10 anhand des Flussdiagramms der Figur 8 beschrieben:
Eingangs- bzw. Regelungsgrößen des Modells sind die Oberflächentemperaturen des Metallbandes B, die durch die Temperaturmesseinrichtungen 20, 21 ermittelt werden. Bei Vorgabe einer Oberflächentemperatur als Sollwert am Ausgang der Kühleinrichtung 10 berechnet das Temperaturberechnungsmodell in der Steuereinrichtung 30 die Kühlwassermenge, die für die Erreichung der gewünschten Oberflächentemperatur des die Kühleinrichtung 10 durchlaufenden Metallbandes B erforderlich ist. Die berechneten Werte der Temperaturverteilung im Metallband B sind sofort sichtbar sowie für die Steuerung- und/oder Regelung der Kühleinrichtung 10 und gegebenenfalls der nachgeschalteten Fertigstraße 2 der Walzstraße verwendbar. Die Werte für die Temperaturverteilung werden bei jeder neuen zyklischen bzw. iterativen Berechnung aktualisiert.
Zunächst findet in einem ersten Schritt A1 eine Vorbereitung des Prozesses statt, die umfasst: Berechnen der Gibbs-Energie und des Enthalpieverlaufs für jede Phase und jede Temperatur; Bestimmen des Zunderfaktors; Erstellen eines ZTU- Diagramms; und Bestimmen der Wärmeleitzahl und Dichte für alle Reinphasen als Funktion der Temperatur aus Regressionsgleichungen.
Anschließend wird in einem Schritt A2 das Berechnungsnetz für die aktuelle Bandgeometrie (Bandbreite und Banddicke) erstellt. Im nachfolgenden Schritt A3 werden die Anfangsbedingungen für die anschließende Iteration festgelegt. So wird die Werkstücktemperatur bzw. Walzguttemperatur T hinter der Vorstraße 1 für alle Berechnungsknoten auf einen Anfangswert T0 gesetzt. Die Zunderdicke wird auf 0 mm und die mittlere Kühlrate beispielsweise auf 5 K/s als Defaultwert gesetzt.
Mit dem Schritt A4 beginnt die Iteration mit: Bestimmen der Phasengrenzen und Gefügeanteile aus dem ZTU-Diagramm für die aktuelle mittlere Kühlrate; Berechnen der Enthalpie als Funktion der Temperatur aus den Enthalpien der Reinphasen und der Phasenverteilung; und Berechnen der Wärmeleitzahlen und Dichten aus den Reinphasen und der Phasenverteilung.
Im Schritt A5 wird für alle Berechnungsknoten die Enthalpie H aus der aktuellen Knotentemperatur T bestimmt.
Im Schritt A6 wird die Gleichung (1 ) zur Berechnung des gesamten Verlaufs der Enthalpie und Temperatur über der Zeit numerisch gelöst.
Im Anschluss daran wird in F1 die Abweichung Sollwert vom Istwert der Oberflächentemperatur bestimmt und mit einem Schwellwert bzw. einer Toleranz (beispielsweise ±2°C) verglichen. Befindet sich die Abweichung innerhalb der Toleranz („ja“), erfolgt im Schritt A8 der nächste Iterationsschritt. Liegt die Abweichung außerhalb der Toleranz („nein“) findet vor dem nächste Iterationsschritt gemäß A8 eine Anpassung/Änderung des Betriebs der Kühleinrichtung 10 statt, vorzugsweise eine Anpassung der von den Düsen 11a ausgegebenen Menge an Kühlmedium. Das hierin dargelegte Verfahren ermöglicht es, durch Regelung der Kühleinrichtung 10 während des Walzens ohne Pausenzeiten die optimale Einlauftemperatur des Metallbandes B in die Fertigstraße 2 einzustellen. Je nach Anwendung, d.h. je nach ablaufendem Umformprozess, bedeutet dies eine Vermeidung nicht notwendiger Produktivitätsverluste. Durch die Kühleinrichtung 10, insbesondere als Vorbandkühlung, werden Oberflächendefekte durch Zunderbildung reduziert.
Das Temperaturberechnungsmodel und dessen Implementierung als Verfahren oder in der Steuereinrichtung 30 ermöglicht eine Berechnung der Temperaturverteilung innerhalb des Metallbandes B in der Kühleinrichtung 10 mit höherer Genauigkeit, wodurch eine werkstoffabhängige, optimale Menge des Kühlmediums, vorzugsweise Wasser, in der Kühleinrichtung 10 eingestellt und kontrolliert werden kann. Da die Gesamtenthalpie als Eingangsgröße bei der Temperaturberechnung für nahezu alle gegenwertig weltweit hergestellten Werkstoffe mit den Gibbs-Energien angegeben werden kann und die Umwandlungstemperaturen über berechnete ZTU-Diagramme sehr genau bestimmt werden können, kann die Temperaturberechnung besonders genau und mit größtmöglicher Sicherheit der Eingangsdaten durchgeführt werden.
Ferner ermöglicht das Verfahren eine Homogenisierung von Temperaturungleichmäßigkeiten im Metallband B (Vorband) über die Länge und/oder die Breite über eine definiert einstellbare Kühlungsleistung der Kühleinrichtung 10.
Ferner berücksichtigt das Verfahren die Zunderbildung und enthält eine Berechnung der Zunderschichtdicke auf dem Metallband B, wodurch die Berechnung der Wärmeabgabe des Metallbandes B vor und nach der Kühlung optimiert wird.
Die zur Regelung der Kühleinrichtung 10 berechneten Daten können an ein Preset-Modell der etwaigen nachfolgenden Fertigstraße 2 weitergegeben werden (beispielsweise kalorische Mitteltemperatur, Korngröße, o.ä.).
Mit dem hierin dargelegten Verfahren können die zur Kühlung benötigten Kühlmedium-Mengen in der Kühleinrichtung 10 so bestimmt und geregelt werden, dass die im Einlauf der Fertigstraße 2 benötigte Einlauftemperatur exakt erreicht wird. Zudem können gezielt niedrige Einlauftemperaturen zur Erhöhung der Walzgeschwindigkeit und damit Produktionserhöhung eingesetzt werden.
Auch wenn sich viele hierin angegebenen Merkmale und Zahlenbeispiele auf ein Metallband B aus Stahl beziehen, so sind alle Arten von geeigneten Metallbändern B, beispielsweise aus einer Aluminium-, Nickel- oder Kupferlegierung, umfasst. Auch auf Metallbänder B solcher Materialien sind das hierin dargelegte Modell sowie dessen Anwendung als Verfahren und in der Steuereinrichtung 30 anwendbar.
Soweit anwendbar, können alle einzelnen Merkmale, die in den Ausführungsbeispielen dargelegt sind, miteinander kombiniert und/oder ausgetauscht werden, ohne den Bereich der Erfindung zu verlassen. Bezugszeichenliste
1 Vorstraße
1 a Walzgerüst
2 Fertigstraße
2a Walzgerüst
10 Kühleinrichtung
11 Düsenanordnung
11 a Düse
20 Temperaturmesseinrichtung 21 Temperaturmesseinrichtung
30 Steuereinrichtung
B Metallband
F Förderrichtung

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zur Steuerung einer Kühleinrichtung (10), die zur Temperierung eines Walzguts, vorzugsweise Metallbandes (B), das die Kühleinrichtung (10) entlang einer Förderrichtung (F) durchläuft, eingerichtet ist, wobei die Kühleinrichtung (10) vorzugsweise vor einer Walzstraße angeordnet ist und das Verfahren umfasst: Ermitteln einer Gesamtenthalpie des durch das Walzgut gebildeten Systems;
Ermitteln eines Maßes für die Zunderbildung, das vorzugsweise einen Zunderfaktor, der von der chemischen Zusammensetzung sowie der Oberflächentemperatur des Walzguts abhängt, umfasst;
Berechnen einer Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut auf Basis eines Temperaturberechnungsmodells, in das die ermittelte Gesamtenthalpie sowie das Maß für die Zunderbildung eingehen; und
Einstellen einer Kühlleistung der Kühleinrichtung (10) unter Berücksichtigung der berechneten Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut.
2. Verfahren nach Anspruch 1 , dadurch gekennzeichnet, dass die
Gesamtenthalpie des Walzguts aus der Summe der freien molaren Enthalpien aller im Walzgut vorhandenen Reinphasen und/oder
Phasenanteilen berechnet wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass das
Temperaturberechnungsmodell auf einer nicht-stationären Wärmegleichung beruht, vorzugsweise auf einer partiellen Differenzialgleichung, welche die räumliche Temperaturverteilung im Walzgut mit der zeitlichen Entwicklung der Gesamtenthalpie in Beziehung setzt.
4. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Abfolge aus Ermittlung der Gesamtenthalpie, Berechnung der Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur sowie Einstellung der Kühlleistung iterativ erfolgt, so dass eine Annäherung an eine angestrebte Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut erfolgt.
5. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Einstellung der Kühlleistung der Kühleinrichtung (10) so erfolgt, dass die Kühlleistung geändert wird, sofern die berechnete Temperaturverteilung oder ein Temperaturwert daraus, vorzugsweise eine
Durchschnittstemperatur oder Oberflächentemperatur, um eine Toleranz oder mehr von einem entsprechenden Sollmaß abweicht, und die Kühlleistung andernfalls nicht geändert wird.
6. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Kühleinrichtung (10) eine Düsenanordnung (11 ) mit mehreren Düsen (11a) aufweist, die eingerichtet ist, um die Düsen (11a) mit einem fluiden Kühlmedium, vorzugsweise Wasser oder ein Wassergemisch, zu versorgen, wobei die Kühlleistung der Kühleinrichtung (10) durch die von den Düsen (11 a) ausgegebene Menge an Kühlmedium eingestellt wird.
7. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass eine oder mehrere Temperaturmesseinrichtungen (20, 21 ) vorgesehen sind, deren Messwerte in die Ermittlung der Gesamtenthalpie und/oder Ermittlung des Maßes für die Zunderbildung und/oder auf andere Weise in das Temperaturberechnungsmodell eingehen.
8. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Kühleinrichtung (10) zwischen einer Vorstraße (1 ) und einer Fertigstraße (2) angeordnet ist, die jeweils ein oder mehrere Walzgerüste zum Walzen des Walzguts aufweisen.
9. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass mit der auf dem Temperaturberechnungsmodell beruhenden Berechnung der Temperaturverteilung und/oder Durchschnittstemperatur im Walzgut die Einlauftemperatur des Walzguts in eine der Kühleinrichtung (10) nachgeschaltete Walzstraße, vorzugsweise Fertigstraße (2), berechnet wird.
10. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass bei der Berechnung der Gesamtenthalpie Phasenumwandlungstemperaturen mittels eines Regressionsverfahrens ermittelt werden, das Regressionskoeffizienten verwendet, die vorzugsweise aus einem berechneten oder empirisch erhaltenen ZTU-Diagramm gewonnen werden.
11. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass im Rahmen des Temperaturberechnungsmodells die Gesamtenthalpie als freie molare Gesamtenthalpie H des Walzguts mittels der Gibbs-Energie G bei konstantem Druck p nach der Gleichung
ermittelt wird, wobei T die absolute Temperatur in Kelvin bezeichnet.
12. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass im Rahmen des Temperaturberechnungsmodells die Gibbs-Energie G des Gesamtsystems als Summe der Gibbs-Energien der Reinphasen sowie deren Phasenanteilen nach der Gleichung
ermittelt wird, wobei f den Gibbs-Energieanteil der jeweiligen Phase oder des jeweiligen Phasenanteils am Gesamtsystem und G' die Gibbs-Energie der jeweiligen Reinphase oder des jeweiligen Phasenanteils des Systems bezeichnen, wobei das Walzgut vorzugsweise aus Stahl besteht, mit Anteilen an Austenit-, Ferrit- und Flüssigphase, und die Gibbs-Energie der jeweiligen Phasen in diesem Fall nach folgender Gleichung
ermittelt wird, wobei Qf die Gibbs-Energie einer jeweiligen Phase 0, xf den Molenbruch der /- ten Komponente der jeweiligen Phase f, Glp die Gibbs- Energie der /-ten Komponente der jeweiligen Phase 0, R die allgemeine
Gaskonstante, T die absolute Temperatur in Kelvin, Eΰf die Gibbs-Energie für eine nicht-ideale Mischung und ma9i1G0 die magnetische Energie
des Systems bezeichnen, wobei die Gibbs-Energie für eine nicht-ideale Mischung Eΰf vorzugsweise nach der
Gleichung ermittelt wird, wobei x; den Molenbruch der /- ten Komponente, xy den Molenbruch der y-ten Komponente, Xk den Molenbruch der k- ten Komponente, a einen Korrekturterm, aL^ und a/A,/ Wechselwirkungsparameter verschiedener Ordnung des vom Walzgut gebildeten Gesamtsystems bezeichnen, wobei der Anteil der magnetischen Energie vorzugsweise nach der Gleichung
magn G* = RT ln(l + ß)f (r) ermittelt wird, wobei R die allgemeine Gaskonstante, T die absolute Temperatur in Kelvin, ß das magnetische Moment und f(r) den Anteil am Gesamtsystem in Abhängigkeit von der normierten Curietemperatur t des vom Walzgut gebildeten Gesamtsystems bezeichnen, und vorzugsweise die Umwandlungskinetik der Phasen über einen diffusionskontrollierten Ansatz gemäß der Enomoto-Gleichung bestimmt wird.
13. Verfahren nach einem der vorigen Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass im Rahmen des Temperaturberechnungsmodells die Dicke des sich nach einer Zeitspanne auf dem Walzgut gebildeten Zunders gemäß nachfolgender Berechnungsformel d z
dt =
mit u bestimmt wird, wobei Dz(t) die Dicke des Zunders, t die Zeit, dt die Zeitspanne, Fz der Zunderfaktor, v die Fördergeschwindigkeit des Walzguts und dz eine in der Zeitspanne dt mit der Fördergeschwindigkeit v zurückgelegte Weglänge bezeichnen, wobei der Zunderfaktor Fz abhängig von der Oberflächentemperatur des Walzguts und dessen chemischer Zusammensetzung vorzugsweise gemäß der Gleichung
F-. -b-c%. -c/T.
rz = a e c 0 berechnet wird, wobei T0 die Oberflächentemperatur des Walzguts und C% die dimensionslose Konzentration von Kohlenstoff im Werkstoff des Walzguts, a, b und c Koeffizienten bezeichnen, vorzugsweise mit a=9.8*107, 0=2.08, c=17780, und der Wärmedurchgangskoeffizient des Zunders vorzugsweise gemäß der Gleichung berücksichtigt wird, wobei az(Dz,Äz ) der Wärmedurchgangskoeffizient des Zunders, Dz die Dicke des Zunders und lz die Wärmeleitzahl des Zunders bezeichnen.
14. Steuereinrichtung (30) zur Steuerung einer Kühleinrichtung (10), die zur Temperierung eines Walzguts, vorzugsweise Metallbandes (B), das die Kühleinrichtung (10) entlang einer Förderrichtung (F) durchläuft, eingerichtet ist, wobei die Steuereinrichtung (30) zur Durchführung eines Verfahrens nach einem der vorigen Ansprüche eingerichtet ist.
EP20736932.3A 2019-07-02 2020-06-24 Verfahren zur steuerung einer kühleinrichtung in einer walzstrasse Active EP3993918B1 (de)

Applications Claiming Priority (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
DE102019209660 2019-07-02
DE102019216261.4A DE102019216261A1 (de) 2019-07-02 2019-10-23 Verfahren zur Steuerung einer Kühleinrichtung in einer Walzstraße
PCT/EP2020/067681 WO2021001239A1 (de) 2019-07-02 2020-06-24 VERFAHREN ZUR STEUERUNG EINER KÜHLEINRICHTUNG IN EINER WALZSTRAßE

Publications (2)

Publication Number Publication Date
EP3993918A1 true EP3993918A1 (de) 2022-05-11
EP3993918B1 EP3993918B1 (de) 2024-03-27

Family

ID=74092783

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
EP20736932.3A Active EP3993918B1 (de) 2019-07-02 2020-06-24 Verfahren zur steuerung einer kühleinrichtung in einer walzstrasse

Country Status (6)

Country Link
US (1) US12226814B2 (de)
EP (1) EP3993918B1 (de)
CN (1) CN114126777B (de)
DE (1) DE102019216261A1 (de)
TW (1) TWI754979B (de)
WO (1) WO2021001239A1 (de)

Families Citing this family (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP4101553B1 (de) * 2021-06-07 2024-01-31 Primetals Technologies Austria GmbH Kühlen eines walzguts vor einer fertigstrasse einer warmwalzanlage
EP4119247B1 (de) * 2021-07-15 2024-04-24 Primetals Technologies Germany GmbH Berücksichtigung der zustandsabhängigen dichte beim lösen einer wärmeleitungsgleichung
DE102023135963A1 (de) * 2023-12-20 2025-06-26 Sms Group Gmbh Verfahren zum Betrieb eines Vorbandkühlers in einer Warmbandstraße, Warmbandstraße mit einem zwischen einem Vorwalzwerk und einem Fertigwalzwerk angeordneten Vorbandkühler

Family Cites Families (19)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3675042B2 (ja) 1996-07-04 2005-07-27 ソニー株式会社 通信システム、交換機、遠隔保守装置およびそれらの方法
DE19936010B4 (de) * 1999-08-04 2009-04-30 Sms Demag Ag Verfahren und Vorrichtung zum Unterdrücken von Zunderbildung insbesondere Sekundärzunder beim Warmwalzen von Brammen
DE10023480A1 (de) * 2000-05-10 2001-11-15 Sms Demag Ag Verfahren zum Säubern oxidierter, warmgewalzter Kupferstäbe
DE10110324A1 (de) * 2001-03-03 2002-09-05 Sms Demag Ag Verfahren zum Entzundern von Bändern
DE10129565C5 (de) * 2001-06-20 2007-12-27 Siemens Ag Kühlverfahren für ein warmgewalztes Walzgut und hiermit korrespondierendes Kühlstreckenmodell
DE10251716B3 (de) 2002-11-06 2004-08-26 Siemens Ag Modellierverfahren für ein Metall
DE102004005919A1 (de) 2004-02-06 2005-09-08 Siemens Ag Rechnergestütztes Modellierverfahren für das Verhalten eines Stahlvolumens mit einer Volumenoberfläche
DE112004002902A5 (de) * 2004-04-06 2007-05-24 Siemens Ag Verfahren zum Herstellen eines Metalls
DE102006047718A1 (de) 2006-10-09 2008-04-17 Siemens Ag Verfahren zur Nachverfolgung des physikalischen Zustands eines Warmblechs oder Warmbands im Rahmen der Steuerung einer Grobblechwalzstraße zur Bearbeitung eines Warmblechs oder Warmbands
EP2070608B1 (de) * 2007-07-19 2012-09-05 Nippon Steel Corporation Verfahren zur kühlungssteuerung, kühlungssteuerungseinheit und kühlwassermengenrechnereinheit
FI20070622L (fi) * 2007-08-17 2009-04-15 Outokumpu Oy Menetelmä ja laitteisto tasaisuuden kontrolloimiseksi ruostumatonta terästä olevan nauhan jäähdytyksessä
DE102008011303B4 (de) * 2008-02-27 2013-06-06 Siemens Aktiengesellschaft Betriebsverfahren für eine Kühlstrecke zum Kühlen eines Walzguts mit von der Temperatur losgelöster Kühlung auf einen Endenthalpiewert
EP2505277B1 (de) * 2009-11-24 2020-01-01 Nippon Steel Corporation Vorrichtung zur herstellung eines heissgewalzten stahlblechs und verfahren zur herstellung eines heissgewalzten stahlblechs
EP2841215B1 (de) 2012-04-27 2016-05-18 Primetals Technologies Germany GmbH Angleichung von bandeigenschaften durch breitenabhängige vorbandkühlung
DE102012224502A1 (de) 2012-12-28 2014-07-03 Sms Siemag Ag Walzverfahren, bevorzugt für eine Warmbandstraße oder eine Grobblechstraße
ITUD20130127A1 (it) * 2013-10-04 2015-04-05 Danieli Off Mecc Impianto siderurgico per la produzione di prodotti metallici lunghi e relativo metodo di produzione
EP2898963A1 (de) 2014-01-28 2015-07-29 Siemens Aktiengesellschaft Kühlstrecke mit zweifacher Kühlung auf eine jeweilige Sollgröße
JP6197676B2 (ja) * 2014-02-04 2017-09-20 東芝三菱電機産業システム株式会社 温度分布予測装置
JP6487786B2 (ja) * 2015-06-16 2019-03-20 株式会社日立製作所 熱間圧延鋼板の材質管理システムおよびその方法

Also Published As

Publication number Publication date
BR112021026886A2 (pt) 2022-02-15
WO2021001239A1 (de) 2021-01-07
EP3993918B1 (de) 2024-03-27
TW202110549A (zh) 2021-03-16
TWI754979B (zh) 2022-02-11
DE102019216261A1 (de) 2021-01-07
US12226814B2 (en) 2025-02-18
CN114126777A (zh) 2022-03-01
US20220371066A1 (en) 2022-11-24
CN114126777B (zh) 2023-10-27

Similar Documents

Publication Publication Date Title
EP1444059B1 (de) Steuerverfahren für eine einer kühlstrecke vorgeordnete fertigstrasse zum walzen von metall-warmband
EP2753439B1 (de) Giessverfahren, insbesondere stranggiessverfahren
EP1624982B2 (de) Verfahren zur regelung der temperatur eines metallbandes, insbesondere in einer fertigstrasse zum walzen von metallwarmband
EP3993918B1 (de) Verfahren zur steuerung einer kühleinrichtung in einer walzstrasse
EP2742158A1 (de) Verfahren zum betrieb einer konti-glühe für die verarbeitung eines walzguts
EP1289691B1 (de) Verfahren zum stranggiessen eines metallstranges
EP3642372A1 (de) Verfahren zum betreiben eines glühofens
DE102012224502A1 (de) Walzverfahren, bevorzugt für eine Warmbandstraße oder eine Grobblechstraße
EP1955787B1 (de) Verfahren und Vorrichtung zum Zugrecken von Metallbändern
EP1596999A2 (de) Verfahren zur regelung der temperatur eines metallbandes, insbesondere in einer kühlstrecke
DE3301631C2 (de)
DE112011104849B4 (de) Verfahren zur Regelung einer Temperatur eines Strangs durch das Positionieren einer verfahrbaren Kühldüse in einer Strangführung einer Stranggießanlage
DE19644132A1 (de) Verfahren zur Optimierung der Bandbreitenverteilung an den Enden eines eine Walzstraße durchlaufenden Bandes
EP3384260B1 (de) Verfahren und system zum steuern und/oder regeln einer erwärmung eines gegossenen oder gewalzten metallprodukts
DE112022003044T5 (de) Kühlsystem für ein walzwerk
EP3934822A1 (de) Verfahren zur herstellung eines metallischen bandes oder blechs
EP4594028B1 (de) Verfahren zum betrieb einer warmbandproduktionsanlage computerprogrammprodukt und warmbandproduktionsanlage zur herstellung eines warmbandes
WO2020224983A1 (de) Verfahren zur wärmebehandlung eines metallischen produkts
EP4247576B1 (de) Verfahren zum verarbeiten von einer übergangsbramme oder -knüppel
DE102019104419A1 (de) Verfahren zur Einstellung verschiedener Kühlverläufe von Walzgut über der Bandbreite einer Kühlstrecke in einer Warmband- oder Grobblech-Straße
WO2025172170A1 (de) Auslaufseitige bandkühlung an einer reversierwalzanlage für kaltgewalztes metallband
WO2026093410A1 (de) Anlage und verfahren zur herstellung von gewalzten metallbändern
WO2020127925A1 (de) Herstellen eines metallbandes mit einem austenit-martensit-mischgefüge

Legal Events

Date Code Title Description
STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: UNKNOWN

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: THE INTERNATIONAL PUBLICATION HAS BEEN MADE

PUAI Public reference made under article 153(3) epc to a published international application that has entered the european phase

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009012

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: REQUEST FOR EXAMINATION WAS MADE

17P Request for examination filed

Effective date: 20220202

AK Designated contracting states

Kind code of ref document: A1

Designated state(s): AL AT BE BG CH CY CZ DE DK EE ES FI FR GB GR HR HU IE IS IT LI LT LU LV MC MK MT NL NO PL PT RO RS SE SI SK SM TR

DAV Request for validation of the european patent (deleted)
DAX Request for extension of the european patent (deleted)
P01 Opt-out of the competence of the unified patent court (upc) registered

Effective date: 20230707

GRAP Despatch of communication of intention to grant a patent

Free format text: ORIGINAL CODE: EPIDOSNIGR1

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: GRANT OF PATENT IS INTENDED

INTG Intention to grant announced

Effective date: 20231011

GRAS Grant fee paid

Free format text: ORIGINAL CODE: EPIDOSNIGR3

GRAA (expected) grant

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009210

STAA Information on the status of an ep patent application or granted ep patent

Free format text: STATUS: THE PATENT HAS BEEN GRANTED

AK Designated contracting states

Kind code of ref document: B1

Designated state(s): AL AT BE BG CH CY CZ DE DK EE ES FI FR GB GR HR HU IE IS IT LI LT LU LV MC MK MT NL NO PL PT RO RS SE SI SK SM TR

REG Reference to a national code

Ref country code: GB

Ref legal event code: FG4D

Free format text: NOT ENGLISH

REG Reference to a national code

Ref country code: CH

Ref legal event code: EP

REG Reference to a national code

Ref country code: DE

Ref legal event code: R096

Ref document number: 502020007476

Country of ref document: DE

REG Reference to a national code

Ref country code: IE

Ref legal event code: FG4D

Free format text: LANGUAGE OF EP DOCUMENT: GERMAN

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: LT

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

REG Reference to a national code

Ref country code: LT

Ref legal event code: MG9D

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: GR

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240628

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: RS

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240627

Ref country code: HR

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: RS

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240627

Ref country code: NO

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240627

Ref country code: LT

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: HR

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: GR

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240628

Ref country code: FI

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: BG

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

REG Reference to a national code

Ref country code: NL

Ref legal event code: MP

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SE

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: LV

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: NL

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

RAP4 Party data changed (patent owner data changed or rights of a patent transferred)

Owner name: SMS GROUP GMBH

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: NL

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: IS

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240727

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SM

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: PT

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240729

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: ES

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: CZ

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: EE

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: PL

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SK

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SM

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: SK

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: RO

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: PT

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240729

Ref country code: PL

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: IS

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240727

Ref country code: ES

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: EE

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: CZ

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

REG Reference to a national code

Ref country code: DE

Ref legal event code: R026

Ref document number: 502020007476

Country of ref document: DE

PLBI Opposition filed

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009260

PLAB Opposition data, opponent's data or that of the opponent's representative modified

Free format text: ORIGINAL CODE: 0009299OPPO

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: DK

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

PLAX Notice of opposition and request to file observation + time limit sent

Free format text: ORIGINAL CODE: EPIDOSNOBS2

26 Opposition filed

Opponent name: PRIMETALS TECHNOLOGIES GERMANY GMBH

Effective date: 20241219

R26 Opposition filed (corrected)

Opponent name: PRIMETALS TECHNOLOGIES GERMANY GMBH

Effective date: 20241219

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: DK

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: MC

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

REG Reference to a national code

Ref country code: CH

Ref legal event code: PL

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: LU

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 20240624

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: IE

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 20240624

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: SI

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT

Effective date: 20240327

Ref country code: BE

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 20240630

Ref country code: CH

Free format text: LAPSE BECAUSE OF NON-PAYMENT OF DUE FEES

Effective date: 20240630

REG Reference to a national code

Ref country code: BE

Ref legal event code: MM

Effective date: 20240630

PLBB Reply of patent proprietor to notice(s) of opposition received

Free format text: ORIGINAL CODE: EPIDOSNOBS3

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: DE

Payment date: 20250618

Year of fee payment: 6

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: GB

Payment date: 20250618

Year of fee payment: 6

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: FR

Payment date: 20250627

Year of fee payment: 6

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: AT

Payment date: 20250620

Year of fee payment: 6

PGFP Annual fee paid to national office [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: IT

Payment date: 20250624

Year of fee payment: 6

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: CY

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT; INVALID AB INITIO

Effective date: 20200624

PG25 Lapsed in a contracting state [announced via postgrant information from national office to epo]

Ref country code: HU

Free format text: LAPSE BECAUSE OF FAILURE TO SUBMIT A TRANSLATION OF THE DESCRIPTION OR TO PAY THE FEE WITHIN THE PRESCRIBED TIME-LIMIT; INVALID AB INITIO

Effective date: 20200624