DE2430975A1 - Verfahren zur argon-sauerstoff-entkohlung von rostsicheren staehlen - Google Patents

Description

27. Juni 1974 L-9O9O-G \ 2430975

UNION CARBIDE CORPORATION 27O Park Avenue, New York, N.Y. 1OO17, V.St.A.

Verfahren zur Argon-Sauerstoff-Entkohlung von : rostsicheren Stählen

Die Erfindung befaßt sich allgemein mit einem Verfahren zum Entkohlen von Metallen und Legierungen und betrifft insbesondere ein verbessertes Verfahren zur Argon-Sauerstoff-Entkohlung von rostsicheren Stählen.

Vor der Entwicklung der Argon-Sauerstoff-Entkohlung (im folgenden auch kurz AOD-Verfahren genannt) bestand das herkömmliche Vorgehen bei der Fertigung von rostsicheren Stählen darin, eine Legierung, die einen wesentlich geringeren Chromgehalt, als für den fertigen Stahl vorgesehen, hatte, zu schmelzen und zu entkohlen sowie dann den Chromgehalt durch Zugabe von Chrom, im allgemeinen in Form von niedriggekohltem Ferrochrom, auf den gewünschten Wert anzuheben. Dieser Prozeß wurde benutzt, weil ge-

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FERNSPRECHER: 0811/6012039 · KABEL: ELECTRtCPATENT MÜNCHEN

schmolzene rostsichere Stähle, die den vorgesehenen Chromgehalt hatten, nicht ohne erhebliche Oxydation von Chrom entkohlt wenden konnten.

Das AOD-Verfahren stellt ein Duplexverfahren dar, das sich insbesondere für das Frischen von rostsicheren Stahlen ohne wesentlichen Chromverlust eignet» Der grundlegende AOD-Prozeß ist aus der US-PS 3 252 790 bekannt. Die US-PS 3 O46 1O7 beschreibt eine Weiterentwicklung in Form eines programmierten Blasvorganges. Bei dem AOD-Verfahren wird die Legierung (die bezüglich ihrer metallischen Bestandteile im wesentlichen die gewünschte Zusammensetzung hat) in einem Li ent borgen of en geschmolzen; nach dem Entschlacken wird die Metallschmelze in ein Frischgefäß überführt, wo sie entkohlt wird, indem unter der Badoberfläche ein Gemisch aus Inertgas und Sauerstoff eingeblasen wird. In der Praxis wird dabei meistens mit einem Argon-Sauerstoff-Gemisch gearbeitet, wobei das Argon vorgesehen ist, um den Partialdruck des Kohlenmonoxids in dem mit der Schmelze in Kontakt befindlichen Gas herabzusetzen. Das geschmolzene Metall wird anschließend reduziert, gefeint und in eine Gießpfanne abgestochen. Ein für das Feinen geeignetes Gefäß ist in der US-PS 3 724 beschrieben.

Das Einleiten eines Gemischs aus Inertgas und Sauerstoff in geschmolzenen rostsicheren Stahl begünstigt zwar die Entkohlung gegenüber der Oxydation der metallischen Bestandteile der Schmelze; es kann jedoch eine Metalloxydation nicht vollständig unter-

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■-'■■' ■."'■■".■'"'.. - 3 -

drücken. Das heißt, das weitere Vorhandensein von Metalloxiden in der Schlacke läßt erkennen, daß ein wesentlicher Anteil des Sauerstoffs mit anderen Stoffen in der Schmelze als mit Kohlenstoff reagiert. So kann während eines typischen AOD-Ganges tatsächlich der Wirkungsgrad der Kohlenstoffbeseitigung (im folgenden kurz Entkohlungsleistung genannt), d. h. der Prozentsatz des in die Schmelze eingeleiteten Gesamtsauerstoffs, der sich mit Kohlenstoff vereinigt, je nach den Arbeitsbedingungen zwischen 75 % und weniger als TO % schwanken. Das auf diese Weise verlorengehende Metall kann nur zurückgewonnen werden, indem der Schlacke reduzierende Stoffe, beispielsweise Silizium, Aluminium oder Aiuminiumlegie rungen, zugesetzt werden, nachdem die Entkohlung der Schmelze abgeschlossen ist.

Ein weiteres Gebiet der bisherigen AOD-Praxis, bezüglich dessen Verbesserungen erwünscht sind, ist die Verkürzung der Gesamtprozeßdauer. Die beim Frischen von Stahl ablaufenden chemischen Reaktionen sind zum überwiegenden Teil Oxydationsreaktionen,, die Warme freisetzen. Dabei stellt sich die Temperatur des Metallbades auf den Punkt ein, bei dem die im Bad erzeugte Wärme gleich dem auf Strahlung und.Wärmeleitung zurückzuführenden Wärmeverlust im Frischgefäß ist. Je rascher daher Wärme erzeugt wird, desto höher ist die Badtemperatur an der Stelle des thermischen Gleichgewichts. Infolgedessen kann die Geschwindigkeit der Entkohlung gesteigert werden, indem die innerhalb des Verfahrens vorgesehenen Gasdurchflußmengen erhöht werden; dies kann aber nur auf Kosten einer höheren' Badtemperatur und einer gesteigerten Abnutzung der

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feuerfesten Ofenauskleidung geschehen. Es besteht daher der Wunsch, die Geschwindigkeit der Entkohlung bei einem AOD-Ver~ fahren zu erhöhen ^ ohne daß ein vorbestimmter, im allgemeinen bei ungefähr 17O4 C liegender Temperaturgrenzwert überschritten wird, jenseits dessen die nutzbare Lebensdauer der feuerfesten Ofenauskleidung beträchtlich verkürzt wird.

Eine periodische Zugabe von Schrott stellt eine häufig benutzte Maßnahme dar, um die Badtemperatur innerhalb des gewünschten Arbeitsbereichs zu halten^ Die Logistik der Schrotteingabe in den Ofen zu genau dem erforderlichen Zeitpunkt sowie die Schwierigkeit, rostsicheren Schrott nach den jeweiligen Stahlsorten getrennt zu halten, schließen jedoch häufig ein solches Vorgehen aus. Außerdem kühlt Schrott das Metallbad diskontinuierlich, so daß die Schrottzugabe und der damit verbundene plötzliche Abfall der Badtemperatur häufig zu übermäßiger Metalloxydation während der Zeitspanne führen, innerhalb deren das Bad auf eine unter einer wirksamen Entkohlungstemperatur liegende Temperatur heruntergekühlt - wird,

Aus Vorstehendem folgt, daß ein AOD-Frischverfahren, das die zum Entkohlen erforderliche Zeitdauer- durch Steigerung der Prozeßgas-Durchflußmengen und der Entkohlungsleistung verkürzt, während die Badtemperatur ständig innerhalb vorbestimmter Grenzen gehalten wird, eine anzustrebende Verbesserung des herkömmlichen AOD-Verfahrens darstellt,

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Der Erfindung liegt dementsprechend die Aufgabe zu Grunde, die Entkohlungsle-istung bei der .Argon-Sauerstoff-Entkohlung von rostsicherem Stahl zu verbessern. Die Geschwindigkeit der Argon-Sauerstoff-Entkohlung soll gesteigert werden, indem die Verwendung höherer Prozeßgas-Durchflußmengen möglich gemacht werden soll, ohne daß die Abnutzung der feuerfesten Auskleidung verstärkt wird. Es soll ferner für eine ständige Kühlung einer Schmelze aus rostsicherem Stahl während des Argon-Sauerstoff-Frischens gesorgt werden, die es erlaubt, die Metallbadtemperatur ohne weiteres innerhalb des gewünschten Arbeitsbereiches zu halten«

Diese Aufgabe wird bei einem Verfahren zum Entkohlen einer chromhaltigen Stahlschmelze, bei dem Sauerstoff und mindestens ein inertes Gas aus der Helium, Neon, Krypton, Argon, Xenon und Stickstoff umfassenden Gruppe unter der Oberfläche des Schmelzbades eingeblasen werden, wobei mindestens ein Teil des Sauerstoffes mit dem in der Stahlschmelze befindlichen Kohlenstoff unter Bildung eines flüchtigen Kohlenoxids reagiert, und bei dem in einer ersten Phase der Entkohlung die Temperatur der Stahlschmelze auf den gewünschten Arbeitsbereich erhöht wird, in einer zweiten Phase der Entkohlung der Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze auf einen vorbestimmten Wert reduziert wird, der ungefähr dem Kohlenstoffgehalt der Schmelze im Gleichgewicht mit CO bei einem Partialdruck von einer Atmosphäre und einer innerhalb des gewünschten Arbeitsbereiches liegenden Temperatur entspricht, während in einer dritten Phase der Entkohlung der Kohlenstoffgehalt der

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Schmelze von dem vorbestimmten Wert auf ungefähr den gewünschten Kohlenstoffgehalt des schmelzflüssigen Stahls abgesenkt wird, erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß ein im wesentlichen aus COp bestehendes Gas während der dritten Phase der Entkohlung in die Stahlschmelze in einer Menge eingeblasen wird, die kleiner als die durch die Formel

F.

CO

^FI ^P

- 2XF.

1 - P °2

bestimmte Menge ist, wobei

F^_n = CO-Durchflußmenge (cfm) (1 cfm = O,0283 m /min) F_T = Inertgas-Durchflußmenge (cfm)

F_ = O_-Durchflußmenge (cfm) ^Ü2 ^d

(alle Volumina gemessen bei 21 C und einer Atmosphäre Druck)

P = Gleichgewichtspartialdruck von CO für die betreffende Badtemperatur und den Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze (atm), und

X = Entkohlungsleistung in Abwesenheit von CO„■

Unter "Entkohlung" wird vorliegend die Absenkung des Kohlenstoffgehalts der Stahlschmelze von einem beliebigen gegebenen Wert auf

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einen beliebigen gewünschten niedrigeren Wert durch Einblasen von Sauerstoff in die Schmelze verstanden. Bei der Stahlschmelze kann es sich um eine vorbestimmte Charge aus schmelzflüssigem Metall oder, beispielsweise im Rahmen eines kontinuierlichen Verfahrens, um eine sich ändernde Masse handeln.

Unter chromhaltigen Stahlschmelzen werden vorliegend Ferrolegierungen verstanden ,.-die ungefähr 3 bis 40 % Chrom enthalten =

Die Erfindung beruht auf der Feststellung, daß das Einblasen vor. COp zusammen mit Sauerstoff und einem inerten Gas in die Stahlschmelze die Entkohlungsleistung während der Entkohlung steigert. Es ist bekannt, daß bei dem bekannten AOD-Verfahren mit sinkendem Kohlenstoffgehalt des Stahls auch die Entkohlungsleistung abnimmt. Es wurde unerwarteterweise gefunden, .daß durch Austausch von CO₉ gegen einen gewissen Teil des Sauerstoffs und/oder Argons die Entkohlungsleistung gesteigert und folglich die absolute Entkohlungsgeschwindigkeit ebenfalls erhöht wird. Die Hauptfunktion des inerten Gases des Inertgas-Sauerstoff-Gemisches besteht darinden Partialdruck des mit der Schmelze in Kontakt stehenden Kohlenmonoxids zu senken und dadurch die Entkohlung zu begünstigen. Weil Kohlenmonoxid eines der Zersetzungsprodukte von CO₂ in der Schmelze darstellt, ist die durch das erfindungsgemäße Vorgehen erzielte Steigerung der Entkohlungsleistung echt überraschend.

Entsprechend der oben angegebenen Beziehung wird die C0₂~Durchflußmenge als oberer Grenzwert angegeben, um zu verhindern, daß

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- S-

ein Überschuß an CO_p in die Schmelze eingeblasen und das Bad wiederaufgekohlt wird. Dieser Grenzwert errechnet sich wie folgt: Die maximale Durchflußmenge des aus dem Gefäß ausströmenden Kohlenmonoxids ist mit der Argon-Durchflußmenge durch die Beziehung:

ρ _ ^FCO^maX

Fornax

verknüpft, wobei der Systemdruck eine Atmosphäre beträgt.

Durch Umformen folgt daraus:

_F<xrx._

Der Wert von P kann aus Literaturdaten berechnet werden (Electric Furnace Steelmaking, Band II, Kapitel 16, Seite 95; J. Chipman, J.I.S.I., Juni 1955, Seiten 97 bis 1O6; H. Schenck und andere, Stahleisen Sonderberichte, Sonderbericht Nr. 7, Stahleisen mbH _t Düsseldorf, 1966). Die tatsächliche Kohlenmonoxid-Durchflußmenge beträgt

^Fco - ^2XFo₂

Die Differenz zwischen F max und F_no muß dem zusätzlichen Kohlenmonoxid aus der verbesserten Entkohlung sowie aus der Dissoziation von Kohlendioxid angepaßt sein. Die Kohlendioxid-Durchflußmenge muß daher kleiner als

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GG.

- 2XF.

1 - P

sein, um die. Entkohlungsleistung günstig zu beeinflussen.

Um für einen günstigsten Verfahrensablauf zu sorgen, werden vorzugsweise die Durchflußmengen des Dreikomponenten-Gasgemisches und die zur Erzielung der gewünschten Entkohlung erforderliche Blasdauer wie folgt gewählt;

C-¹C 322 |p, 4OX + 1 ,29 (1-X)

1,24 (F₁-F₁) + Z₁ F₁

- T_f + T\

-^fi> -

644, (C₁ - C_f) W

= CO -Durchflußmenge (cfm)

F„ = O₂-Durchflußmenge (cfm)

F_ " = Inertgas-Durchflußmenge (cfm)

F = Gesamtgasdurchflußmenge des betreffenden Systems (cfm)

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- 1O -

t - Blasdauer (min)

C. = Kohlenstoffgehalt der Schmelze zu Beginn des Blasens (%)

C_f = Kohlenstoffgehalt der Schmelze am Ende des Blasens

T. = Metallbadtemperatur zu Beginn des Blasens (°F) i

T_f = Metallbadtemperatur am Ende des Blasens ( F)

W = Gesamtgewicht der Metallschmele (tons) (1 ton 0,907 t) :

K = gemessener Wärmeverlustkoeffizient des Gefäßes (°F/min) (i°F/min =5/9 °C/min)

X = Entkohlungsleistung in Abwesenheit von CO„

Z_T = Enthalpie des inerten Gases bei der Arbeitstem peratur des Bades (für Argon ist ~L = O,O6)

Entsprechend einer abgewandelten Ausfijhrungsform der Erfindung kann ein Dreikomponenten-Gasgemisch, das Sauerstoff, C0£ und ein inertes Gas (vorzugsweise Argon.) enthält, während der ersten und/oder zweiten Phase der Entkohlung eingeblasen werden. So kann während allen drei Phasen der Entkohlung, während der zweiten oder dritten Entkohlungsphase oder nur während der dritten Phase mit dem Dreikomponenten-Gasgemisch gearbeitet werden. Wird das Dreikomponenten-Gasgemisch während der zweiten Entkohlungsphase benutzt, werden

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vorzugsweise die Durchflußmengen für jedes der Gase des Gemisches und die entsprechende Blasdauer in der gleichen Weise gewählt_s wie dies oben für die dritte Phase der Entkohlung angegeben ist. * Das heißt, die Gleichungen (1), (2) und (3) geben die bevorzugten Gasdurchflußmengen und die vorzugsweise verwendete Blasdauer sowohl für die zweite als auch für die dritte Phase der Entkohlung an.-"-"." ^:- .."."-

Für die erste Phase der Entkohlung, während der die Badtemperatur auf den gewünschten Arbeitsbereich gesteigert wird, werden die Durchflußmengen von Sauerstoff, Inertgas (Argon) und CCL· im allgemeinen auf ein festes vorbestimmtes Verhältnis eingestellt; die zu bestimmenden Variablen sind folglich der Kohlenstoffgehalt am Ende des Blasvorganges und die erforderliche Blasdauer. Vorzugsweise wird während dieser ersten Phase mit CO- unter Ausschluß von Argon gearbeitet» weil dadurch die Prozeßsteuerung verbessert wird. Es lassen sich dementsprechend Gemische von O_? und COp in Verhältnissen, zwischen 4 : 1 und 1 : 1 mit Vorteil einsetzen. Die übrigen Variablen bezüglich Zeitdauer, Temperatur, Du rchflußmenge und Kohlenstoffgehalt sind vorzugsweise in der folgenden Weise miteinander verknüpft:

(4) t —

[O,4OX + 1,35 Ci-XJ] [F₀ + 1/2 F_CQ ] - 0,62 F_c0 - K_rW -

(5) c_f -C. - .«--1-

¹ W 322

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Das Stahlfrischen nach dem herkömmlichen AOD-Verfahren kann in drei Entkohlurigsphasen entsprechend drei unterschiedlichen Blasperioden unterteilt werden. In der ersten Phase wird das schmelzflüssige Metall mit einem Gasgemisch geblasen, das überwiegend aus Sauerstoff besteht, um die Badtemperatur so rasch wie möglich auf den gewünschten Arbeitsbereich (im allgemeinen ungefähr 1649 C bis 1704 C) anzuheben. Nachdem die gewünschte Badtemperatur erreicht ist, beginnt die zweite Blasperiode, während deren das Verhältnis von Argon zu Sauerstoff im Blasgasgemisch erhöht wird, um eine Überhitzung des Bades zu vermeiden; der Kohlenstoffgehalt der Schmelze wird auf näherungsweise den Wert vermindert, von dem ab eine weitere Entkohlung nur noch auf Kosten einer erheblichen Chromoxidation in der Schmelze zu erzielen ist. Der Endpunkt der zweiten Phase der Entkohlung wird infolgedessen durch das Chrom-Kohlenstoff-Gleichgewicht bei der Temperatur und dem Druck der Schmelze bestimmt. Eine weitere Verminderung des Kohlenstoffgehalts der Schmelze auf näherungsweise den gewünschten Wert wird während der dritten Phase der Entkohlung dadurch bewerkstelligt, daß das Argon-Sauerstoff-Verhältnis des Gasgemisches weiter erhöht wird. Damit nimmt der Partialdruck des mit der Schmelze in Kontakt stehenden Kohlenmonoxids ab, wodurch die Oxydation von Kohlenstoff gegenüber der Chromoxydation begünstigt wird.

Die Art und Weise, in der die vorliegend angegebenen Durchflußmengengleichungen bei der praktischen Durchführung des AOD-Verfahrens angewendet.werden, sei durch das folgende Beispiel dargestellt. Für ein gegebenes Gefäß und eine gegebene Stahlcharge sind

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W-, K^ und F_T bekannt. Der Wert von X, der Entkohlungsleistung. wird aus der Beziehung^

\ 322 (C. - C.) X = —__—i i_

errechnet, wobei

- Sauerstoffvolumen (ft ) ^OX Metall (tons)

(1ft³ = 0,0283 m³)

Da X je nach_: "dem Kohlenstoffgehalt der Schmelze, der Badtemperatur und den Eigenschaften des Gefäßes schwankt, muß dieser Wert unter den"■' interessierenden Arbeitsbedingungen empirisch bestimmt werden . : ■

Für die der ersten Phase der Entkohlung entsprechende Blasdauer liegen die folgenden Variablen im allgemeinen fest: T,. (beispielsweise 3050 F)₅ F_n' und F_n (beispielsweise in dem Verhdlt-

U₂ uu₂

πis von 3 i 1). Die Zeitdauer (t), die erforderlich ist, um das Bad während dieser ersten Phase aufzuheizen, und der sich auf Grund des Blasens einstellende Kohlenstoffgehalt (C,.) werden aus den Gleichungen (4) und (5) errechnet.

Während der zweiten Entköhlungsphase unterscheiden sich die bekannten Bedingungen von denjenigen der ersten Phase. So liegen die folgenden Veränderlichen fest; C-. (der vorhergehende Wert

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C_f). C (beispielsweise O.25 %), T^, T (beispielsweise 3O5O°F) und X (zuvor berechnet). Die Variablen t„ F_n^ und F~ lassen

2 2

sich dann entsprechend den Gleichungen (1), (2) und (3) berechnen .

Während der dritten Phase der Entkohlung kann es erwünscht sein, auf C = O,O5 % zu entkohlen und als Vorbereitung für das Feinen, der Charge eine Temperatur von 31OO F zu erreichen. Die gegebenen Bedingungen werden so geändert, daß für das zusätzliche Argon gesorgt wird, das erforderlich ist, um die Schmelze auf einen Wert von weniger als 0,25 % Kohlenstoff zu entkohlen. Die vorgegebenen Bedingungen sind C₁ (O_s25 %), C_f (O_fO5 %), T^ (3O5O°F), T_f (31CO°f) F. (beispielsweise 1/2 F_T) und X. Das Auflösen der Gleichungen (1 ) , (2) und (3) liefert die Werte für die Variablen t, F_n-. und

CO

F_n . Die zahlenmäßigen Lösungen der Gleichungen (1) - (5) sind

^U2
für das oben als Beispiel genannte Problem in der untenstehenden Tabelle I angegeben. Die errechneten Werte sind unterstrichen. Für ein 1OO töns-Gefäß und eine Gesamtgasdurchflußmenge von 2000 cfm betragen W = 1OO, K = 1 ₅0°F/min und F- = 2OOO cfm.

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Tabelle I

Blasperiode

^Ti

^Tf ^Ci

Ar

(cfm) (cfm) (cfm)

t !'min')

Ί 2750 3050 1 ,0 (Cv₁JS*) 1500 500 - 0,45 (25)

2 3050 3050 0,39 0,25 (500) (1500) - 0,55 (öjJS)

3 3Ο5Ο 31OO 0,25 0,05 (390) (61O) 1000 0,35 (26,5)

Um die Wirksamkeit der Steuerung der Temperatur der Schmelze unter Verwendung von CO„ im Blasgemisch zu veranschaulichen, wurden drei Chargen von rostsicherem Stahl in einem AOD-Gefaß hergestellt, in das COp als eines der Prozeßgase entsprechend den Gleichungen (1), (2) und (3) eingeblasen wurde. Das Frischgefäß hatte einen Faktor K = 4^OF/min. Der Sollendpunkt des Blasvorganges und der Istendpunkt sind in Tabelle II einander gegenübergestellt. Die sehr kleinen Differenzen zwischen dem Ist- und dem Sollkohlenstoffgehalt sowie die Endtemperatur sind kennzeichnend für die wirksame Temperatursteuerung, die durch Verwendung von CO^ als Prozeßgas in der vorstehend beschriebenen Weise erreicht weraen kann.

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Tabelle II

Daten der Charge, errechnete Werte und Ergebnisse von drei Versuchschargen

⁰⁰ Gang

Ausgangsbedingungen

O CO OO

T\

Ar

(%) (⁰F) (cfm) (tons) Sollendpunkt errechnete Werte

-mit

_mit

(%) (⁰F) (min), (cfm) (cfm)

Istendpunkt

0,44 3110 215 19 0,50 0,10 3145

2O

170

0,11

3133

B 0,08 3145 265 18 0,12 0,04 3175 14

115

O,O38 3170

C 0,10 3O75 275 17 0,20 0,05 31OO 9,6 120

0,045 31OO

^{= mittlere} CO₂-Durchflußmenge

= mittlere O_p~Durchflußmenge

GO CD (JD -•J

Am überraschendsten ist der Einfluß der Verwendung von CO im Bläsgasgemisch auf die Entkohlungsleistung. Im allgemeinen ist. die Entkohlungsleistung um so geringer, je niedriger der Kohlenstoffgehalt der Schmelze liegt. Eine Verbesserung der Entkohlungsleistung ist daher im allgemeinen am meisten während der Periode erwünscht, innerhalb deren der Stahl auf einen Kohlenstoffgehalt entkohlt werden soll, der unter dem mit GO bei einem Partialdruck von einer Atmosphäre im Gleichgewicht stehenden Kohlenstoffgehalt liegt, d, h. während der dritten Phase der Entkohlung» Um die Verbesserung der Entkohlungsleistung bei niedrigen Kohlenstoffgehalten zu veranschaulichen, wurden in einem 18 tons-AOD-Gefäß sechs Chargen rostsicherer Stahl hergestellt. Dabei wurde für vier Chargen entsprechend dem herkömmlichen AOD-Ver-.fahren" mit einem aus zwei Komponenten (Argon und Sauerstoff) bestehenden Blasgemisch gearbeitet, während die übrigen zwei Chargen unter Verwendung eines Dreikomponenten-Gemisches, das entsprechend der Erfindung COp enthielt, hergestellt wurden. Die gemessenen Gasdurchflußmengen, der Anfangs- und Endkohlenstoffgehalt, die Badtemperaturen und die erhaltene Entkohlungsleistung sind in Tabelle III angegeben. Die Werte für die Entkohlungsleistung (X) wurden auf Grund des gesamten in die Schmelze eingebrachten Sguersto/ffs einschließlich dem Sauerstoff errechnet, der sich aus der Zerlegung von GO„ ergibt. Das heißt, der Gesamtsauerstoff in der Schmelze wurde zu F~ + 1/2 F__n angenommen;

U OU

die kombinierte Durchflußmenge ist in Tabelle *II als F'_n be-

zeichnet. Die Verbesserung der Entkohlungsleistung für die Chargen B und C₁ bei denen COp im Blasgemisch benutzt wurde, ist beträchtlich. ■■"-·.".. ' .

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Φ Xi D

CM	ε
O	Ί
	Ο
Ll	N <
ω
U)
£_
σ

ΓΟ	O	CM	O	CM	O
CvI	CM CM	ο"	ο"	ιη	6
038	045	032	031	023	023

	O	Ολ	8	O	CM	CM	CM ιη
•Η	w	O		ο'	O	O	O
υ		ο"	ο"	ο	Ο~	ό	6
	uT	ιη	8	CM	O	ω	O
Ll	O			CM	ιη	ω	CO
f-		τ		ω	CM	τ
		ω	ιη	O	ω	ω	ω
		ιη		ιη	8	ιη	ιη
-H			O	τ	CM	ω	^-~
H			ro	ω	ω	τ	ν-
	ro		C	C	ω	ω
			-H	-H	C	C
CM		σ	Φ	φ	-H	-H
O	σ	■η	C	C	Φ	Φ
O			C	C

	νθ	O	P^	ro	ΓΟ
VO	CM	ιη	νθ	ω	03
CM	CM	CM	^~	ν-

ro ro

in

ω ο O Lu

ro ro

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Claims (4)

Ansprüche

1. Verfahren zum Entkohlen einer chromhaltigen Stahlschmelze_t bei dem Sauerstoff und mindestens ein inertes Gas aus der Helium, Neon, Krypton, Argon, Xenon und Stickstoff umfassenden Gruppe unter der Oberfläche des Schmelzbades eingebläsen werden,: wobei mindestens ein Teil des Sauerstoffes mit dem in der Stahlschmelze befindlichen Kohlenstoff unter Bildung eines flüchtigen Kohlenoxids reagiert, und bei dem in einer ersten Phase der Entkohlung die Temperatur der Stahlschmelze auf den_: gewünschten Arbeitsbereich eingestellt wird, in einer zweiten Phase der Entkohlung der Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze auf einen vorbestimmten Wert reduziert wird, der ungefähr dem Kohlenstoffgehalt der Schmelze im Gleichgewicht mit CO bei einem Partialdruck von einer Atmosphäre und einer innerhalb des gewünschten Arbeitsbereiches liegenden Temperatur entspricht, während in einer dritten Phase der Entkohlung der. Kohlenstoffgehalt der Schmelze von dem vorbestimmten Wert auf ungefähr den gewünschten Kohlenstoffgehalt des, schmelzflussigen Stahls abgesenkt wird, dadurch gekennzeichnet, daß ein im wesentlichen aus COp bestehendes Gas während der dritten Phase der Entkohlung in die Stahlschmelze in einer Menge eingeblasen wird, die kleiner als die durch die Formel

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co.

^Fi ^p

1 - P

- 2XF

O,

bestimmte Menge ist, wobei

F = 0₅-Durchflußmenge (cfm)

= CO -Durchflußmenge (cfm)

= Inertgas-Durchflußmenge (cfm)

= Gleichgewichtspartialdruck von CO für die betreffende Badtemperatur und den Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze (atm), und

X = Entkohlungsleistung in Abwesenheit von CO „.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Durchflußmenge des in die Schmelze eingeblasenen CO_p im wesentlichen entsprechend den folgenden Formeln gewählt wird:

t =

C. - C
322 -1— - [θ,4OX + 1,29 (1-X) + 1,24] - T_f +

1,24 (F_T - F₁) + W

644 (C_± - C_f) W X t

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wobei -

F^„" = CO₀-Durchflußmenge (cfm)

F_ = Op-Durchflußmenge (cfm) F_T = Inertgas-Durchflußmenge (cfm)

F = Gesamtgasdurchflußmenge des betreffenden Systems

(cfm)

t = Blasdauer (min)

C= Kohlenstoffgehalt der Schmelze zu Beginn des Blasens (%)

C- = Kohlenstoffgehalt der Schmelze am Ende des Blasens (%)

-T-- = Metallbadtemperatur zu Beginn des Blasens ( F) T-." = Metallbadtemperatur am Ejnde des Blasens ( F) W = Gesamtgewicht der Metallschmelze (tons)

K = gemessener Wärmeverlustkoeffizient des Gefäßes (°F/min)

X = Entkohlungsleistung in Abwesenheit von CO_?

Zj = Enthalpie des inerten Gases bei der Arbeitstemperatur des Bades

3. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß während

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der zweiten Phase der Entkohlung in die Metallschmelze ein im wesentlichen aus CCL· bestehendes Gas eingeblasen wird, das im wesentlichen durch die folgenden Formeln bestimmt wird:

C-C

322 -±r - |O,4OX + 1 ,29 (1-X) + 1 ,24 - T- + T.

■ λ. *- j τ ι

1,24 (F - F) + Z F

i i i L + κ_Γ

644 (C. - C.) W

F - 2 (F_T - F₁) 1 L- -

^CU ' ^l X t

^Fo₂ ^{= f}t ~ ^Fi " ^Fco₂

wobei

= C0_o-Durchflußmenge (cfm)

F_n = Op-Durchflußmenge (cfm) Fj = Inertgas-Durchflußmenge (cfm)

ρ - Gesamtgasdurchflußmenge des betreffenden Systems (cfm)

t = Blasdauer (min)

C- = Kohlenstoffgehalt der Schmelze zu Beginn des Blasens (%)

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-.23 -■■■"■

C_f — Kohlenstoffgehalt der Schmelze am Ende des BIasens (%)

T. —Metallbadtemperatur zu Beginn des Blasens ( F) T- = Metallbadtemperatur am Ende des Blasens ( F) W = Gesamtgewicht der Metallschmelze (tons)

K = gemessener Wärmeverlustkoeffizient des Gefäßes (°F/min)

X = Entkohlungsleistung in Abwesenheit von CO

Z_T = Enthalpie des inerten Gases bei der Arbeitstemperatur des Bades

4. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß während der ersten Phase der Entkohlung ein im wesentlichen aus CO_ be stehendes Gas in die Stahlschmelze während einer im wesentlichen durch die. folgende Formel bestimmten Zeitdauer eingeblasen wird:

W (T - T.)

[O,4OX + 1,35 (1-X)] [f_o + i/2 F_CQ]- 0,62

wobei

= CO₀-Durchflußmenge (cfm)

= Op-Durchflußmenge (cfm)

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F = Inertgas-Durchflußmenge (cfm)

t = Blasdauer (min)

T. = Metallbadtemperatur zu Beginn des Blasens ( F)

T_f = Metallbadtemperatur am Ende des Blasens ( F)

W = Gesamtgewicht der Metallschmelze (tons)

K = gemessener Wärmeverlustkoeffizient des Gefäßes (°F/min)

X = Entkohlungslexstung in Abwesenheit von CO

Z_T = Enthalpie des inerten Gases bei der Arbeitstemperatur des Bades.

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