WO1982002160A1 - Method for cooling cast steel ingots - Google Patents

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WO1982002160A1
WO1982002160A1 PCT/EP1981/000191 EP8100191W WO8202160A1 WO 1982002160 A1 WO1982002160 A1 WO 1982002160A1 EP 8100191 W EP8100191 W EP 8100191W WO 8202160 A1 WO8202160 A1 WO 8202160A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
continuous casting
weight
stage
cooling
steel
Prior art date
Application number
PCT/EP1981/000191
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Stahlwerke Gmbh Hamburger
Original Assignee
Rudolph Guenter
Stercken Karl
Foerster Eckehard
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
Application filed by Rudolph Guenter, Stercken Karl, Foerster Eckehard filed Critical Rudolph Guenter
Priority to JP50009882A priority Critical patent/JPH0448543B2/ja
Publication of WO1982002160A1 publication Critical patent/WO1982002160A1/en
Priority to FI822821A priority patent/FI70161C/fi

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Classifications

    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22DCASTING OF METALS; CASTING OF OTHER SUBSTANCES BY THE SAME PROCESSES OR DEVICES
    • B22D11/00Continuous casting of metals, i.e. casting in indefinite lengths
    • B22D11/12Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ
    • B22D11/124Accessories for subsequent treating or working cast stock in situ for cooling
    • B22D11/1246Nozzles; Spray heads

Definitions

  • the invention relates to a method for cooling strands during the continuous casting of steel according to the preamble of patent claim 1.
  • a globulitic structure is understood to mean a structure in which the crystals have no preferred direction of growth, but are randomly distributed over the cross section.
  • 1 shows the structure of a continuous casting billet with a large proportion of such a globulitic structure.
  • a dendritic structure is understood to mean a structure in which the predominant direction of growth of the crystals runs into the metal perpendicular to the strand surface.
  • Fig. 2 shows the micrograph of a continuous casting billet with a large proportion of dendritic structure.
  • One direction of development is to prevent the formation of a dendritic structure by stirring the liquid steel in the solidifying strand and thus to reduce segregation (see for example DE-C-17 83 060).
  • the stirring effect is generally achieved by electromagnetic stirring devices. In any case, complex devices are required.
  • the invention has for its object to produce billets with reduced segregation in a steel continuous casting process for steels with a carbon content of 0.05 to 1.1% by weight, in particular with a carbon content of 0.3 to 1.0% by weight preferably
  • Wire rod with improved mechanical and technological properties can be produced.
  • the conditions for small-format continuous casting i.e. with dimensions up to 140 mm edge length, can be improved. It is also intended to prevent "martensite” from forming at the point of segregation when the wire rod rolled from a billet is tempered.
  • Fig. 1 shows a sulfur footprint from the longitudinal section the center axis of a stick with a large proportion of globulitic structure
  • FIG. 3 shows a macro-etching of a quartered billet disk made of intensively cooled material with a fine-grained globular boundary zone
  • Fig. 4 shows a schematic representation of an apparatus for performing the method.
  • Liquid steel is poured from a distribution channel 1 into an oscillating cooled continuous casting mold 2, in which the outer skin solidifies during the slow downward movement of the metal strand.
  • Two cooling stages 3 and 4 are arranged behind the mold, in which the strand is uniformly sprayed with water over its entire circumference.
  • the liquid sump of the metal strand is denoted by 5, the solidified strand shell by 6.
  • the entire running water is collected in a collecting line 7 and fed to a water tank 8.
  • the cooling stages 3 and 4 are supplied by pumps 9 and 10 via lines 11 and 12 with splash water from the collecting tank 8.
  • the spray water collecting line 7 is a device 13 for detecting the temperature T A and the water volume flow V A of the wastewater and the stages 1 and 2 are devices 14 and 15 for detecting the water temperature, the water volume flow and the water pressure T 1 , V 1 , P 1 or T 2 , V 2 , P 2 assigned at the input of the relevant stages. There are also control and regulating elements (not shown) in order to change the variables mentioned can.
  • the division into the two stages is determined by the fact that water volume flow V and temperature
  • the strand below the mold is sprayed with water at a water pressure, of usually 3 bar, but a maximum of 8 bar, with a water volume of about 20-30 m 3 / h and strand.
  • the cooling is increased by increasing the heat transfer coefficient by intensifying the water cooling on the surface of the billets. This results in a reduction in segregation
  • stage 1 the strand contains around 50 Wh / kg - 90 Wh / kg, corresponding to a cooling rate of around 65
  • stage 2 The range for a continuous caster with curved strand guide under the specified conditions is 20 Wh / kg - 40 Wh / kg, corresponding to a cooling rate of 30 Wh / (kg ⁇ min) - 60 Wh / (kg ⁇ min).
  • the values for the amount of heat withdrawn are 20 Wh / kg - 80 Wh / kg, i.e. slightly higher.
  • the amount of heat withdrawn (Wh) can be determined from the amount of water sprayed on and its increase in temperature from the inlet to the outlet, ie V 1 . C w . (T 1 -T A ) for level 1 and V 2 ⁇ C w ⁇ (T 2 -T A ) for level 2, where C w is the specific
  • Heat of water [1,163 Wh / (° C ⁇ kg water)] means. An amount of heat is added to this amount of heat that is extracted by the evaporation of cooling water. The calculation is based on the fact that 3.5% of the sprayed water evaporates, whereby 93 Wh / kg water are required to heat the evaporated water from 20 ° C to 100 ° C and the heat of vaporization is 627 Wh / kg water.
  • the strand is also exposed to further amounts of heat by radiation, free convection and heat conduction, e.g. on leadership roles, withdrawn. The last two parts are negligible in a billet continuous caster.
  • the proportion of radiation depends on the strand surface temperature and therefore decreases relatively and absolutely with increasing spray cooling intensity.
  • the strong cooling according to the invention it is approximately 6% of the total heat dissipation in the first stage and approximately 10% in the second stage, while it is 15 to 35% of the total heat dissipation in the case of conventional cooling.
  • the spray cooling is preferably in a closed Chamber performed.
  • the radiation portion of the heat dissipation is ultimately dissipated via the cooling water and is therefore included in the values determined from the amount of water and the increase in water temperature.
  • all that needs to be taken into account for the values determined via the removed cooling water is only the amount of heat removed by evaporation of the cooling water, which is generally between 3.0 and 4.0% of the amount of water sprayed on.
  • the cooling must be adapted so that the cooling rate in Wh / (kg ⁇ min) and the heat quantities dissipated in the two cooling stages remain approximately constant.
  • stage 2 can be extended and the amount of heat extracted in this stage increased.
  • Cooling water is increased compared to the usual operation of the printing and / or amount.
  • a pre-pressure P 1 of the cooling water of 15-30 bar appears to be economically advantageous.
  • the structure of the continuous casting material produced in this way has a high proportion of dendritic structure, roughly corresponding to FIG. 2.
  • the edge zone of the billets produced in this way has - as FIG. 3 shows - an extremely fine-grained "globulitic" structure.
  • the thickness of the peripheral teeth is at least 4 mm compared to usually 1 mm. This ensures that the billet is significantly resistant are more capable of cracking under high stresses during rolling, since the dendritic structure, which is sensitive to tears at the grain boundary, does not reach as far to the surface.
  • the segregations in the wire rod are usually assessed according to a reference number from Bekaert.
  • the average value of the guide number for 5.5 mm wire in the mentioned carbon range can be reduced from about 1.1 to 0.6 by the described procedure. Tempering from the rolling heat produces up to 0.9% with the usual manganese content of the steel. and usual cooling rate up to 15 ° C / sec. No more "martensite" at the remaining segregation points of the wire produced in this way.
  • This type of small-format continuous casting can be used to produce a wire rod with little segregation, which can be deformed at high drawing speeds and which after drawing has high values in the so-called bending test and in the so-called torsion test, i.e. has good plastic and elastic behavior.
  • This wire rod can be tempered at high cooling rates from the rolling heat without the brittle phase called "martensite" forming at the segregation points.
  • the material also tends to be less prone to cracking on the surface than normal continuous cast material due to the reinforcement at high stresses during rolling th globulitic border zone.
  • a steel with 0.65% C, 0.27% Si, 0.68% Mn ', 0.12% P, 0.013% S, 0.05% Cu, 0.02% Cr and 0.01% Mo was made cast in a continuous casting.
  • the casting temperature in distributor 1 of the continuous casting installation was 1530 ° C and was thus 50 ° C above the liquidus point.
  • the steel was cast in a continuous caster with a curved strand guide to form square strands with an edge length of 120 mm.
  • One strand of this plant was cooled in a secondary cooling zone with two stages 3 and 4.
  • the casting speed was 2.5 m / min.
  • the first stage 3 of forced cooling extending from the mold 2 in the casting direction of the strand over a length of 1.9 m, corresponding to a residence time of the string of 46 sec.
  • the strand at an inlet pressure P 1 was of 22 bar before the spray nozzles with a water volume of 31 m / h cooled.
  • the admission pressure P 2 was 7 bar in front of the nozzle and the water quantity was 12 m / h.
  • cooling was carried out in a conventional manner in a first stage Water pressure of 3 bar and a water volume of 14 m 3 / min per line. This amount of water was applied in a secondary cooling zone with a residence time of also 46 seconds. This corresponds to a cooling rate of 50 Wh / (kg min) or a dissipated amount of heat of 38. Wh / kg, with a radiation component of 9.7 Wh / kg, i.e. 25.5%.
  • the heat transfer coefficient was approx. 500 W / (m 2 ⁇ K) to
  • the material was rolled out into 5.5 mm wire rod in a two-wire wire mill.
  • An examination of the wire rod in the micrograph and evaluation of the grinding according to the standard series of the Bekaert company showed a value of 0.6 for the material cooled more according to the invention and one for the material cooled in the usual way
  • the method according to the invention is particularly applicable to a steel of the composition mentioned in claims 11 and 12.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Continuous Casting (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)

Description

Verfahren zum. Kühlen von Strängen beim Stranggießen von
Stahl
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Kühlen von Strängen beim Stranggießen von Stahl gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1.
Bei einer Reihe von Stählprodukten, z.B. hochkohlenstoffhaltigen Stahldrähten, werden die technologischen Eigenschaften durch Seigerungen fühlbar verschlechtert. Diese Seigerungen können auch bei der heute allgemein angewandten Patentierung derartiger Drähte aus der Walzhitze zur Bildung spröder Phasen an den Seigerungsstellen führen - häufig als "Martensit" bezeichnet - die die Ziehfähigkeit des Drahtes sehr stark herabsetzen.
Während sich beim Blockguß die Seigerungen im oberen Drittel des Blockes befinden und durch entsprechendes Schöpfen entfernt werden können, verteilen sie, sich beim Strangguß über die gesamte Stranglänge und können durch Abschneiden nicht entfernt werden. Ihre negativen Auswirkungen sind beim sogenannten kleinformatigen Strangguß - Abmessungen -von 100 bis 140 mm Kantenlänge - größer als beim großformatigen Strangguß - d.h. Vorblockformaten von 200 - 300 mm Kantenlänge -, da die Verformung bis zum fertigen Walzprodukt bei den kleinen Gußformaten geringer ist. Es sind seitens der Fachwelt bereits erhebliche Anstrengungen unternommen worden, die Seigerungen im Strangguß oder ihre negativen Auswirkungen auf das Walzprodukt zu vermindern. Hierbei hat sich allgemein die
Auffassung herausgebildet, daß ein sogenanntes globulitisches Gefüge mit geringen Seigerungen, ein dendritisches Gefüge jedoch mit starken Seigerungen verbunden ist. Unter einem globulitischen Gefüge wird hierbei ein Gefüge verstanden, bei dem die Kristalle keine bevorzugte Wachstumsrichtung haben, sondern regellos über den Querschnitt verteilt sind. Fig.1 stellt das Gefüge eines Stranggußknüppels mit einem großen Anteil eines derartigen globulitischen Gefüges dar. Unter einem dendritischen Gefüge wird hingegen ein Gefüge verstanden, bei dem die überwiegende Wachstumsrichtung der Kristalle senkrecht zur Strangoberfläche in das Metall hinein verläuft. Fig. 2 zeigt das Schliffbild eines Stranggußknüppels mit einem großen Anteil dendritischen Gefüges.
Wegen der Auffassung, dendritisches Gefüge würde die Seigerungen begünstigen und globulitisches Gefüge vermindern, haben sich die Bemühungen der Fachwelt darauf konzentriert, den Anteil des globulitischen Gefüges zu erhöhen. Zu diesem Zweck sind verschiedene Wege beschritten worden.
Eine Entwicklungsrichtung geht dahin, durch Rühren des flüssigen Stahles im erstarrenden Strang die Ausbildung einer dendritischen Struktur zu verhindern und damit Seigerungen zu vermindern (siehe beispielsweise DE-C- 17 83 060). Die Rührwirkung wird im allgemeinen durch elektromagnetische Rührvorrichtungen erreicht. In jedem Fall sind aufwendige Vorrichtungen erforderlich.
Eine andere Entwicklungsrichtung, globulitisches Gefüge zu erreichen, geht dahin, die Gießtemperatur sehr niedrig zu halten. Hierbei ergeben sich in der Praxis Schwierigkeiten dadurch, daß die Gießdüsen zum Verstopfen neigen.
Umfangreiche Untersuchungen mit der Zielsetzung, Seigerungen durch Gießen bei niedrigen Temperaturen oder durch elektromagnetisches Rühren bei Stählen mit 0,3 bis 1,0 % Kohlenstoff zu vermindern, hatten zum Ergebnis, daß zwar eine leichte Verringerung der Seigerungen erreichbar ist, daß diese Verringerung aber nicht ausreicht, um bei der Produktion von Walzdraht aus solchen Stählen, eine merkliche Verbesserung der technologischen Eigenschaften zu erzielen. Bei Anwendung des elektromagnetischen Rührens wurde sogar ein häufigeres Auftreten von "Martensit" beobachtet.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, bei einem Stahlstranggießverfahren für Stähle mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,05 bis 1,1 Gewichts%, insbesondere mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,3 bis 1,0 Gewichts%, Knüppel mit verringerten Seigerungen zu erzeugen, aus denen vorzugsweise
Walzdraht mit verbesserten mechanischen und technologischen Eigenschaften hergestellt, werden kann. Insbesondere sollen die Verhältnisse beim kleinformatigen Strangguß, d.h. bei Abmessungen bis 140 mm Kantenlänge, verbessert werden. Es soll auch verhindert werden, daß beim Vergüten des aus einem Knüppel gewalzten Walzdrahtes an Seigerungsstellen "Martensit" entsteht.
Die Aufgabe wird durch die kennzeichnenden Merkmale des Anspruchs 1 gelöst. Weitere Merkmale der Erfindung sind den Unteransprüchen zu entnehmen.
Es hat sich herausgestellt, daß sich entgegen der herrschenden Meinung insbesondere bei einem Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,3 bis 1 % die Seigerungen erheblich vermindern lassen, wenn innerhalb der angegebenen Grenzen sehr intensiv gekühlt wird. Dieser Effekt ist auch bei hohen Gießtemperaturen und Gießgeschwindigkeiten zu beobachten. Das Ausmaß der Verminderung der Seigerungen reicht aus, um die technologischen Eigenschaften von Walzdraht, der aus einem so erhaltenen Stranggußknüppel hergestellt wird, wesentlich zu verbessern. Auch das Auftreten von "Martensit" an Seigerungsstellen nach dem Vergüten des Walzdrahtes aus der Walzhitze wird entscheidend verr mindert.
Bei einer sehr intensiven Kühlung besteht die Gefahr, daß an der Oberfläche oder im Innern des Knüppels Risse auftreten. Dieses Problem ist nicht nur von Bedeutung bei Stählen mit einem Kohlenstoffgehalt yon 0,3 bis 1 Gewichts% sondern auch bei Stählen mit geringerem Kohlenstoffgehalt, wenn zur Erhöhung der Produktivität die Gießgeschwindigkeit und die Intensität der Abkühlung erhöht werden. Das Problem wird durch die kennzeichnenden Merkmale des Anspruchs 4 gelöst.
Bei einer zweistufigen Kühlung innerhalb der in den Ansprüchen 4 bis 6 angegebenen Grenzen treten keinerlei Risse an der Oberfläche des Knüppels oder im Inneren des Knüppels auf. An der Knüppeloberfläche wird eine sehr feinkörnige Schicht gebildet, die die Anfälligkeit des Knüppels gegen die Bildung von Rissen bei der Walzung herabsetzt. Die in Fig. 3 dargestellte Makroätzung einer geviertelten Knüppelscheibe zeigt diese feinkörnige Schicht, die bei starker Kühlung im Mittel etwa 4 bis 10 mm an den Seitenflächen des Knüppels ujid bis zu 25 mm an den Knüppelkanten beträgt.
Die Erfindung wird anhand von vier Fig. näher erläutert. Es zeigen
Fig. 1 einen Schwefelabdruck vom Längsschnitt durch die Mittelachse eines Knüppels mit einem großen Anteil an globulitischem Gefüge;
Fig. 2 einen Schwefelabdruck vom Längsschnitt durch die Mittelachse eines Knüppels mit einem großen Anteil an dendritischem Gefüge;
Fig, 3 eine Makroätzung einer geviertelten Knüppelscheibe aus verstärkt gekühltem Material mit feinkörniger globulitischer Randzone;
Fig. 4 in Schematischer Darstellung eine Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens.
Fig. 4 stellt schematisch eine Stahlstranggießvorrichtung zur Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens dar. Aus einer Verteilerrinne 1 wird flüssiger Stahl in eine oszillierende gekühlte Stranggießkokiile 2 gegossen, in der die Außenhaut während der langsamen Abwärtsbewegung des Metallstrangs erstarrt. Hinter der Kokille sind zwei Kühlstufen 3 und 4 angeordnet, in denen der Strang an seinem gesamten Umfang gleichmäßig mit Wasser angespritzt wird. Der flüssige Sumpf des Metallstrangs ist mit 5, die erstarrte Strangschale mit 6 bezeichnet. D.as gesamte ablaufende Spritzwasser wird in einer Sammelleitung 7 gesammelt und einem Wasserbehälter 8 zugeführt. Die Kühlstufen 3 und 4 werden mittels Pumpen 9 und 10 über Leitungen 11 und 12 mit Spritzwasser aus dem Sammelbehälter 8 versorgt. Der Spritzwasser-Sammelleitung 7 ist ein Gerät 13 zum Erfassen der Temperatur TA und des Wasservolumenstromes VA des Abwassers und den Stufen 1 und 2 sind Geräte 14 bzw. 15 zum Erfassen der Wassertemperatur, des Wasservolumenstromes und des Wasserdrucks T 1, V 1, P1 bzw. T2, V2, P2 am Eingang der betreffenden Stufen zugeordnet. Es sind außerdem nicht dargestellte Steuer- und Regelorgane vorhanden, um die genannten Größen verändern zu können. Die Aufteilung auf die beiden Stufen wird dadurch ermittelt, daß einmalWasservolumenstrom V und Temperatur
TA des Abwassers bei Betrieb der beiden Stufen 1 und 2 und einmal nur bei Betrieb der Stufe 1 gemessen werden.
Bei der üblichen Herstellungsweise von Strangguß im Kohlenstoffbereich von 0,3 - 1,0%, beispielsweise bei einem quadratischen Format von 120 mm Kantenlänge und einer Gießgeschwindigkeit von 2,4 m/min wird der Strang unterhalb der Kokille mit Wasser besprüht bei einem Wasservordruck, von üblicherweise 3 bar, maximal jedoch 8 bar, bei einer Wassermenge von etwa 20 - 30 m3/h und Strang.
Bei dem erfindungsgemäßen Verfahren wird durch Erhöhung des Wärmeübergangskoeffizienten durch Intensivierung der Wasserkühlung an der Oberfläche der Knüppel die Kühlung verstärkt. Hierdurch wird eine Verringerung der Seigerungen erreicht,
Eine sehr intensive Kühlung führt bekanntlich zur Gefahr von Rissen an der Strangoberfläche. Diese Risse werden dadurch vermieden, daß die sehr intensive Kühlung bei dem genannten Knüppelformat und der genannten Gießgeschwindigkeit von 2,4 m/min auf eine Länge von etwa 2 m unter der Kokille, d.h. auf eine Verweilzeit des Stranges von etwa 40 bis 60 sec begrenzt wird. Es stellt sich dann eine Oberflächentemperatur des Stranges von etwa 650°C bis 950°C ein. In diesem - im folgenden als Stufe 1 bezeichneten - Bereich werden dem Strang etwa 50 Wh/kg - 90 Wh/kg, entsprechend einer Abkühlgeschwindigkeit von etwa 65
Wh/(kg'min) - 100 Wh/ (kg. min) entzogen. Im Anschluß an diese sehr intensive Kühlung wird über eine Verweilzeitdes. Stranges von etwa 30 bis 50 sec (beim, angegebenen Format) mit verringerter Intensität gekühlt. Die entzogene Wärmemenge in diesem - im folgenden als Stufe 2 bezeichneten - Bereich liegt für eine Stranggießanlage mit gebogener Strangführung unter den angegebenen Bedingungen bei 20 Wh/kg - 40 Wh/kg, entsprechend einer Abkühlgeschwindigkeit von 30 Wh/(kg·min) - 60 Wh/ (kg·min). Bei einer Stranggießanlage mit gerader Strangführung liegen die Werte für die entzogene Wärmemenge bei 20 Wh/kg - 80 Wh/kg, das heißt etwas höher.
Die entzogene Wärmemenge (Wh) ist feststellbar aus der aufgesprühten Wassermenge und ihrer Temperaturerhöhung vom Zu- zum Ablauf, d.h. V1. Cw. (T1-TA) für Stufe 1 und V2·Cw· (T2-TA) füt Stufe 2, wobei Cw die spezifische
Wärme des Wassers [1,163 Wh/(°C·kg Wasser)] bedeutet. Dieser Wärmemenge ist eine Wärmemenge hinzuzufügen, die durch die Verdampfung von Kühlwasser entzogen wird. Der Rechnung wird zugrunde gelegt, daß 3,5 % des aufgesprühten Wassers verdampf en , wobei zum Aufheizen des verdampften Wassers von 20°C auf 100°C 93 Wh/kg Wasser erforderlich sind und die Verdampfungswärme 627 Wh/kg Wasser beträgt. Neben der durch die Sprühkühlung hervorgerufenen Wärmεabfuhr durch erzwungene Konvektion werden dem Strang weitere Wärmemengen durch Strahlung, freie Konvektion und Wärmeleitung, z.B. an Führungsrollen, entzogen. Die letzten beiden Anteile sind bei einer KnüppelStranggießanlage vernachlässigbar.
Der Strahlungsanteil richtet sich nach der Strangoberflächentemperatur und vermindert sich daher mit zunehmender Intensität der Sprühkühlung relativ und absolut. Er beträgt bei der erfindungsgemäß starken Kühlung in der ersten Stufe ca. 6% und in der zweiten Stufe ca. 10% der Gesamtwärmeabfuhr, während er bei üblicher Kühlung bei 15 bis 35% der Gesamtwärmeabfuhr liegt.
Vorzugsweise wird die Sprühkühlung in einer geschlossenen Kammer durchgeführt. In diesem Fall wird auch der Strahlungsanteil an der Wärmeabfuhr letztlich über das Kühlwasser abgeführt und ist somit in den aus Wassermenge und Wassertemperaturerhöhung ermittelten Werten enthalten. In diesem Fall ist also zu den über das abgeführte Kühlwasser ermittelten Werten lediglich noch die durch Verdampfung des Kühlwassers entzogene Wärmemenge zu berücksichtigen, die in der Regel zwischen 3,0 und 4,0 % der aufgesprühten Wassermenge liegt.
Geht man auf andere Gießgeschwindigkeiten oder auf andere Stranggußformate über, so muß die Kühlung so angepaßt werden, daß die Abkühlgeschwindigkeit in Wh/ (kg· min) und die in den beiden Kühϊstufen abgeführten Wärmemengen etwa konstant bleiben.
Findet ein Richten des Stranges nicht statt, so kann die Stufe 2.verlängert und damit, die in dieser Stufe entzogene Wärmemenge erhöht werden.
'Die hohen, in der ersten Stufe der Sekundärkühlzone entzogenen Wärmemengen werden erreicht, indem gegenüber der üblichen Arbeitsweise der Druck und/oder die Menge des. Kühlwassers heraufgesetzt wird. Wirtschaftlich vorteil haft erscheint ein Vordruck P1 des Kühlwassers von 15 - 30 bar.
Das Gefüge des in dieser Art erzeugten Stranggußmaterials hat einen hohen Anteil dendritischer Struktur, etwa entsprechend Fig. 2.
Die Randzone der auf diese Art hergestellten Knüppel hat - wie Fig. 3 zeigt - ein außerordentlich feinkörniges "globulitisches" Gefüge. Die Dicke der Randzcne beträgt mindestens 4 mm gegenüber üblicherweise 1 mm. Hierdurch wird erreicht, daß die Knüppel wesentlich Widerstands fähiger gegen die Bildung von Rissen bei hohen Beanspruchungen bei der Walzung sind, da das dendritische Gefüge, das. empfindlich gegen Aufreissungen an der Korngrenze ist, nicht so weit an die Oberfläche reicht.
Walzt man die auf diese Weise hergestellten Stranggußknüppel mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,3 - 1 % beispielsweise zu Wό-lzdraht aus, so stellt man fest, daß die Seigerungen wesentlich verringert wurden gegenüber der anfangs beschriebenen bekannten Arbeitsweise. Bei Drähten mit den genannten Kohlenstoffgehalten werden die Seigerungen im Walzdraht üblicherweise nach einer Richtzahl der Firma Bekaert beurteilt. Der durchschnittliche Wert der Richtzahl bei 5, 5 mm Draht im genannten KohlenStoffbereich kann durch die beschriebene Arbeitsweise von etwa 1,1 auf 0,6 herabgesetzt werden. Bei der Vergütung aus der Walzhitze entsteht bei üblichem Mangangehalt des Stahles bis zu 0,9 %. und üblicher Abkühlgeschwindigkeit bis zu 15°C/sec. auch an den verbliebenen Seigerungsstellen des auf diese Art hergestellten Drahtes kein "Martensit" mehr.
Der technische Fortschritt liegt darin, daß auf. diese Art aus kleinformatigem Strangguß ein Walzdraht erzeugt werden kann mit geringen Seigerungen, der mit hohen Ziehgeschwindigkeiten verformt werden kann und der nach dem Ziehen bei der sogenannten Biegeprüfung und bei der sogenannten Torsionsprüfung hohe Werte aufweist, d.h. ein gutes plastisches und elastisches Verhalten hat. Dieser Walzdraht kann mit hohen Abkühlgeschwindigkeiten aus der Walzhitze vergütet werden, ohne daß sich die "Martensit" genannte spröde Phase an den Seigerungsstellen bildet.
Das Material neigt ferner bei hohen Beanspruchungen bei der Walzung weniger zur Bildung von Rissen an der Oberfläche als normales Stranggußmaterial, wegen der verstärk ten globulitischen Randzone.
Ausführungsbeispiel:
Ein Stahl mit 0,65% C, 0,27% Si, 0,68% Mn', 0,12% P, 0,013% S, 0,05% Cu, 0,02% Cr und 0,01% Mo wurde im Strangguß vergossen. Die Gießtemperatur im Verteiler 1 der Stranggießanlage betrug 1530°C und lag damit 50°C über dem Liquiduspunkt. Der Stahl wurde in einer Stranggießanlage mit gebogener Strangführung zu quadratischen Strängen mit einer Kantenlänge von 120 mm vergossen. Ein Strang dieser Anlage wurde in einer Sekundärkühlzone mit zwei Stufen 3 und 4 gekühlt. Die Gießgeschwindigkeit betrugt 2,5 m/min. Die erste Stufe 3 verstärkter Kühlung erstreckte sich von der Kokille 2 in Gießrichtung des Stranges über eine Länge von 1,9 m, entsprechend einer Verweilzeit des Stranges von 46 sec. Hier wurde der Strang bei einem Vordruck P1 von 22 bar vor den Sprühdüsen mit einer Wassermenge von 31 m /h gekühlt. Dabei stellt sich an der Strangoberfläche sin Wärmeübergangskoeffizient (durch Konvektion und Strahlung) von 1500 W/(m2·K) bis 1700 W/(m2·K) ein. Dies entspricht einer Abkühlgeschwinddigkeit von 91 Wh/(kg«min) und einer entzogenen Wärmemenge von 70 Wh/kg. Der Anteil der durch Strahlung entzogenen Wärmemenge beträgt hierbei, gerechnet mit einem Emissionsgrad: von ε = 0,8 3,9 Wh/kg, das heißt 5,6%. Darauf folgte eine zweite Stufe 4 mit reduzierter Wasserkühlung einer Länge von 1,6 m entsprechend einer Verweilzeit von 38 sec. Hier lag der Vordruck P2 vor der Düse bei 7 bar und die Wassermenge bei 12 m /h. Der Wärmeübergangskoeffizient betrug hier 800 W/ (m2·K) bis
900 W/(m 2·K), die Abkühlgeschwindigkeit 47 Wh/(kg·min) und die entzogene Wärmemenge 30 Wh/kg, mit einem Strahlungsantεil von 2,8 Wh/kg, das heißt 9,4%.
In den parallel laufenden Strängen wurden zum Vergleich in einer ersten Stufe in üblicher Weise gekühlt mit einem Wasserdruck von 3 bar und einer Wassermenge von 14 m3/min pro Strang. Diese Wassermenge wurde in einer Sekundärkühlzone bei einer Verweilzeit von ebenfalls 46 sec aufgebracht. Dies entspricht einer Abkühlgeschwindigkeit von 50 Wh/ (kg min) bzw. einer abgeführten Wärmemenge von 38. Wh/kg, mit einem Strahlungsanteil von 9,7 Wh/kg, das heißt 25,5%. Der Wärmeübergangskoeffizient betrug ca. 500 W /(m2·K) bis
700 W /(m2·K).
Das Material wurde in einer zweiadrigen Drahtstraße zu 5,5 mm Walzdraht ausgewalzt. Eine Untersuchung des Walzdrahtes im Schliffbild und Bewertung des Schliffes nach der Richtreihe der Firma Bekaert ergab für das gemäß der Erfindung verstärkt gekühlte Material einen Wert von 0,6 und für das in üblicher Weise gekühlte Material einen
Wert von 1,4 im Durchschnitt. Während der Draht aus verstärkt gekühlten Knüppeln frei von "Martensit" war, wurden an 12% der Drähte aus normal gekühlten Knüppeln
"Martensit" gefunden. Das erfiήdungsgemäß hergestellte Material hatte eine Zugfestigkeit von 1050 N/mm2 und wurde in einer Drahtzieherei mittels einer 6-stufigen
Zugmaschine auf einen Durchmesser von 2,3 mm gezogen.
Es hatte danach eine Zugfestigkeit von 1743 N/mm2 und konnte über einen Radius von 7,5 mm 23 mal gebogen werden, während das Vergleichsmaterial nur auf 17 Biegungen kam. Anschließend wurde das Material auf eine Dicke von 1,7 mm in einem Druck kaltgewalzt ohne Zwischenglühung. Bei dem verstärkt gekühlten Material ergaben sich keine Ausfälle, während das normal gekühlte Material nach der Kaltwalzung auf 1,7 mm keine ausreichenden technologischen Eigenschaften mehr aufwies. Der Qualitätsunterschied drückt sich auch darin aus, daß die Gleichmaßdehnung des Bandes aus erfindungsgemäß hergestelltem Material 2,9% betrugt, während sie bei dem Vergleichsmaterial nur 1,8% betrug.
Die Seigerungskennzahlen und mechanisch-technologischen Werte der aus diesen Chargen erzeugten Drähte sind sowohl für das stark. gekühlte als auch für das Vergleichsmaterial den obenbeschriebenen Werten direkt vergleichbar.
Das erfindungsgemäße Verfahren ist insbesondere anwendbar auf einen Stahl der in den Ansprüchen 11 und 12 genannten Zusammensetzung.

Claims

Patentansprüche:
1. Verfahren zum Kühlen von Strängen beim Stranggießen von Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,05 bis 1,1 Gewichts% bei dem der aus der Stranggießkokille austretende Strang in einer Sekundärkühlzone mittels einer aufgesprühten Flüssigkeit gekühlt wird, dadurch g e k e n n z e i c h n e t , daß einer ersten Stufe (3) in der Sekundärkühlzone eine Wärmemenge von 50 Wh/kg bis 90 Wh/kg entzogen wird, wobei die Kühlung intensiv mit einer Abkühlgeschwindigkeit von 65 Wh/ (kg- min) bis 100 Wh/(kg·min) erfolgt.
2. Stranggießverfahren nach Anspruch 1, dadurch g e k e n n z e i c h n e t , daß in der ersten Stufe (3) der Sekundärkühlzone eine Wärmemenge von 50 Wh/kg bis 80 Wh/kg entzogen wird.
3. Stranggießverfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch g e k e n n z e i c h n e t , daß in der ersten Stufe (3) die Abkühlgeschwindigkeit.75 Wh/ (kg» min) bis 90 Wh/(kg·min) beträgt.
4. Stranggießverfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch g e k e n n z e i c h n e t , daß in einer sich anschließenden zweiten Stufe (4) eine Wärmemenge von 20 Wh/kg bis 80 Wh/kg mit einer verringerten Abkühlgeschwindigkeit von 30 Wh/(kg·min) bis 60 Wh/ (kg«·in) entzogen wird.
5. Stranggießverfahren nach Anspruch 4, dadurch g e k e n n z e i c h n e t , daß in der zweiten Stufe (4) der Sekundärkühlzone eine Wärmemenge von 30 Wh/kg bis 60 Wh/kg entzogen wird.
6. Stranggießverfahren nach Anspruch 4 oder 5, dadurch g e k e-n n z e i σ h n e t , daß in der zweiten Stufe (4). die Abkühlgeschwindigkeit 35 Wh/ (kg· min) bis 45 Wh/ (kg· min) beträgt.
7. Stranggießverfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch g e k e n n z e i c h n e t , daß der Wasserdruck vor den Spritzdüsen der ersten Stufe (3) wenigstens 15 bar beträgt.
8. Stranggießverfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7, g e k e n n z e i c h n e t durch seine Anwendung beim Stahlstranggießen von Knüppeln.
9. Stranggießverfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, g e k e n n z e i c h n e t durch seine Anwendung beim
Gießen von Stahlsträngen eines runden, ovalen, rechtecki¬
2 gen oder quadratischen Querschnitts von 2500 mm bis
20000 mm 2, wobei das Achsenverhältnis bei einem ovalen Querschnitt und das Seitenverhältnis bei einem rechteckigen Querschnitt maximal 2:1 beträgt.
10. Stranggießverfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9, g e k e n n z e i c h n e t durch seine Anwendung auf einen Stahl mit
0,05 bis 1,1 Gewichts% Kohlenstoff, 0,2 bis 1,7 Gewichts% Mangan, 0,1 bis 0,7 Gewichts% Silizium, 0 bis 1,7 Gewichts% Chrom, 0 bis 0,5 Gewichts% Nickel, 0 bis 0,3 Gewichts% Schwefel,
Rest Eisen und übliche Verunreinigungen.
11. Stranggießverfahren nach Anspruch 10, g e k e n n z e i c h n e t durch seine Anwendung auf einen Stahl mit
0,3 bis 1,00 Gewichts% Kohlenstoff,
0,3 bis 0,9 Gewichts% Mangan,
0,15 bis 0,4 Gewichts% Silizium,
0 bis 0,25 Gewichts% Chrom,
0 bis 0,30 Gewichts% Nickel, 0 bis 0,04 Gewichts% Schwefel,
Rest Eisen und übliche Verunreinigungen.
12. Stranggießverfahreh nach einem der Ansprüche 1 bis 11 g e k e n n z e i c h n e t durch seine Anwendung auf Stahl eines Kohlenstoffgehalts von 0,4 bis 1 Gevichts%.
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