DE2459449A1

DE2459449A1 - Statisches verfahren zur steuerung der frischreaktionen von stahlroheisen in einem sauerstoffaufblas-konverter

Info

Publication number: DE2459449A1
Application number: DE19742459449
Authority: DE
Inventors: Helmut Dr Pinger; Wilfried Dipl Ing Pirklbauer
Original assignee: Voestalpine AG
Current assignee: Voestalpine AG
Priority date: 1974-01-15
Filing date: 1974-12-16
Publication date: 1975-07-17
Also published as: LU71623A1; FR2257688B1; CA1045823A; JPS50103411A; FR2257688A1; BR7500280A; BE824296A; DE2459449B2; AT336053B; RO66837A; PL94955B1; GB1500188A; ATA29374A; ES433459A1; SE7415439L; DE2459449C3

Description

Vereinigte Österreichische Eisenund, Stahlwerke - Alpine Montan Aktiengesellschaft

in Wien

Statisches Verfahren zur Steuerung der Frischreaktionen von Stahlroheisen in einem Sauerstoffaufblas-Konverter

Die Erfindung betrifft ein statisches Verfahren zur Steuerung der !Frischreaktionen von Stahlroheisen in einem Sauerstoff aufblas-Eonverter unter Verivendung eines Prozeßrechners, bei dem eine Schlackenzusammensetzung erreicht wird, die sich bei Blasende weitgehend im Gleichgewicht mit.dem Bad befindet, wobei die Zusammensetzung des Bades derjenigen der angestrebten Stahlqualität am nächsten kommt und die durch die Qualitätsvorgabe des Reinheitsgrades vorgeschriebenen Grenzwerte (Mangan und Phosphor) nicht verletzt werden. Das erfindungsgemäße Verfahren eignet sich besonders bei der Herstellung von StahlQualitäten, die eine weitgehende Entfernung der Eisenbegleiter des Roheisens erfordern. Solche Stahlqualitäten sind z,B. Tiefziehgüten mit Kohlenstoffgehalten von 0,03 bis 0,06 % und Mangangehalten von 0,20 bis 0,30%. 509829/0562

In der Literatur ist ausführlich beschrieben, welche Schlackenzusammensetzung mit welcher Badzusammensetzung im Gleichgewicht steht. Es sind auch Modelle bekannt geworden, die versuchen, durch Einstellung einer entsprechenden Schlacke die gewünschte Badzusammensetzung herbeizuführen.

Ein wesentliches Froblem bei der Berechnung des Einsatzes isb die Bestimmung der Auflösung des Kalkes. Nur der bei Blasende gelöste Anteil des Kalkes ist für die Lage der Schlacke im System CaO - FeO - SiO^ und damit auch für das Gleichgewicht zwischen Bad und Schlacke maßgebend. Die bisher bekannt gewordenen Modelle arbeiten ohne chargenspezifische Berechnung der Kalkauflösung und können daher die Analyse und Menge der Endschlacke nur ungenau voraussagen, da die Kalkauflösung von den speziellen Einsatz- und Blasbedingungen abhängig ist. In der DT-OS 2 111 505 wird mit einem dynamischen Verfahren versucht, aufgrund kontinuierlicher Messungen den Schlackenweg im System CaO - PeO - SiO^ zu verfolgen und zu beeinflussen, ohne daß von vornhei'ein die Lage der Endschlacke vorausgesagt wird.

Dazu im Gegensatz soll die vorliegende Erfindung schon vor Blasbeginn möglichst genau die Lage der Schlackenzusammensetzung auf der Kalksättigungslinie im System CaO - FeO - SiO₂ bestimmen. Dies ist erfindungsgemäß dadurch möglich, daß für jede Charge die zu erwartende Kalkauflösung berechnet wird. Die genaue Vorherbestimmung ist deshalb so wichtig, v/eil der FeO-Gehalt der Schlacke insbesondere die Verteilung der Eisenbegleiter Mangan und Hiosphor zwischen Bad und Schlacke bei isothermen Verhältnissen fixiert.

Der Mn- und der P-Gehalt des Bades sind im Gegensatz zu dem in der DT-OS 2 104 067 beschriebenen Verfahren, das ein statisches Verfahren zur Steuerung des Kohlenstoffgehaltes zum Ziel hat, die bestimmenden Größen der Stahlanalyse. Der C-Gehalt ist bei. den niederkohligen Stahlqualitäten, für die sich das erfindungsgemäße Verfahren besonders eignet, von untergeordneter Bedeutung und nur ein Indikator für· den im Bad gelösten Sauerstoff.

An dieser Stelle sei auch festgestellt, daß für eine angestrebte Stahlqualität die kostengünstigsten !Frischbedingungen (Einsatz, Blasbedingungen) schon vor Blasbeginn festgelegt werden

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müssen und nicht nachträglich eingestellt werden können. Eine genaue Festlegung der Prischbedingungen vor Chargenbeginn ist daher "von ausschlaggebender Bedeutung. Dynamische Modelle berechnen keinen Einsatz, sie überwachen nur den Prozeßablauf und setzen korrigierende Maßnahmen, wenn das gewünschte Ziel sonst nicht erreicht werden würde. Kegelnde Eingriffe "bewirken im allgemeinen einen weniger günstigen Chargenverlauf als es an sich möglich wäre; wegen des raschen Ablaufes einer Charge ist zudem der Spielraum für Korrekturen während der Blasdauer sehr eng. Außerdem stellen die Kosten und die Brauchbarkeit kontinuierlich messender Geräte die Rentabilität und Wirksamkeit solcher Verfahren in Frage.

Diese Unzulänglichkeiten, die etwa auch in der DT-OS 2 104 geschildert werden, treffen auch für die in der DT-OS 2 111 beschriebene Erfindung zu. Besonders die in der letzteren Druckschrift beschriebene Erfindung erlaubt im Gegensatz zur vorliegenden eine nur näherungsweise mögliche Angabe für den Endwert des FeO-Gehaltes der Schlacke im System CaO-FeO-SiOo, wodurch die Güte dieses bekannten Verfahrens beeinträchtigt wird.

Die Schwierigkeiten, die bei den dynamischen Modellen auftreten, werden durch die vorliegende Erfindung vermieden. Auf Grund einer angestrebten Stahlqualität, welche durch die Konzentration der Eisenbegleitelemente, insbesondere von Mangan und Phosphor, vorgegeben ist, sollen zunächst die Einsatzbedingungen (Roheisenmenge, Kühlschrottmenge und Kalk-, Erz- und Flußniittelmenge) ausreichend genau berechnet werden, wobei die Zusammensetzung der Schlacke'auf der Kalksättigungslinie im System CaO-FeO-SiOp liegen und im Gleichgewicht mit dem 3ad stehen muß. Dann werden die Blasbedingungen nach einem für die betrachtete Charge als optimal erkannten Schema fix vorgegeben und aufgrund eines Soll-Ist-Vergleiches am Ende jeder Charge Korrekturwerte gebildet, die das Modell an sich ändernde Betriebsverhältnisse anpassen;.

Vorausgesetzt wird hiebei, daß die Frischreaktionen der Eisenbegleiter an ihrem jeweiligen thermodynamisehen Gleichgewichtszustand zum Stillstand kommen, wobei in der Praxis das

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-Zf-

Kriterium für das Aufhören der Reaktionen der Zusammenbruch der Flamme am Tiegelmund ist.

Falls das Blasende mit dem Erreichen des thermodynamisehen Gleichgewichtes zusammenfällt, sind diejenigen Größen, welche den Gleichgewichtszustand kennzeichnen, als Steuerparameter geeignet. Gelingt es nun, die Einsätze und Blasbedingungen so zu wählen, daß bei Blasende diese Steuerparameter die vorausberechneten Werte annehmen, so bedeutet das, daß die gexvünschte Verteilung der Eisenbegleiter zwischen Bad und Schlacke erhalten wurde. Es entspricht dann einer bestimmten vorausberechenbaren Schlackenzusammensetzung die angestrebte Endzusammensetzung des Rohstahls bei bestimmter, ebenfalls angestrebter Temperatur.

Ein wesentliches Problem bei der Berechnung des Einsatzes für eine geeignete Endschlacke ist die Auflösung des Kalkes, da nur der bei Blasende gelöste Anteil des Kalkes für das Gleichgewicht zwischen Bad und Schlacke maßgebend ist. Zur genaueren Fixierung des Endzustandes genügt es nicht, einen stets gleichbleibenden Anteil an gelöstem Kalk , z.B. etwa 80 %, anzunehmen, es muß vielmehr die chargenspezifische Kalkauflösung bestimmt werden, um größere Streuungen der angestrebten Analyse zu vermeiden. Die vorliegende Erfindung soll - im Gegensatz zu bekannten Verfahren - möglichst genau die Lage der Endschlacke auf der Kalksättigungslinie im System (GaO) - (FeO) - (SiOp) bestimmen. Dies ist erfindungsgemäß dadurch möglich, daß die zu erwartende Kalkauflösung im voraus berechnet wird; diese Vorausbestimmung ist notwendig, da durch den aufgelösten Kalk der FeO-Gehalt der Schlacke und damit die Verteilung der Eisenbegleiter, insbesondere von Mangan und Phosphor, bei isothermen Verhältnissen fixiert ist. Es soll hier auch festgehalten werden, daß für eine angestrebte Stahlqualität die kostengünstigsten Bedingungen schon vor Blasbeginn festliegen sollen und nicht nachträglich eingestellt werden können. Eine genaue Festlegung der Frischbedingungen vor Chargenbeginn ist daher ein entscheidender Vorteil.

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Das erfindungsgemäße Verfahren ist nun dadurch gekennzeichnet, daß "bei vorgegebenem Roheiseneinsatz die Sollwerte des fertigen Stahls hinsichtlich Analyse für den Mn- und P-Gehalt und die Temperatur angesteuert werden, indem die zu erwartende mengenmäßige Auflösung des Kalkes in der Schlacke und die Oxydationsfähigkeit der Schlacke aufgrund gespeicherter Erfahrungswerte zur rechnerischen Ermittlung der zu setzenden Kalkmenge unter Berücksichtigung der Kalkzusammensetzung und -körnung, der gewählten Flußmittelart und -menge und der Blasparameter (Lanzenfahrweise und Säuerstoffluß) verwendet werden.

Das Verhältnis der gelösten Kalkmenge (CaO,,-,) zur gesetzten Kalkmenge (CaO _) ergibt den Kalkwirkungsgrad

go S

CaO_fl

Als Stellgrößen für die Kalkauflösung stehen der Kalksatz, die Flußmittelmenge und -art und die" Höhe der Lanze über dem Bad zu Blasbeginn zur Verfügung, wobei das Absenkschema für die Lanze relativ zur Ausgangshöhe fix vorgegeben wird.·

Zu berücksichtigen sind die aus dem Roheisen stammenden Schlackenkomponenteh, vor allem SiOp und MnO. Der Kalkwirkungsgrad (η CaO kann demnach als eine empirische Punktion der Prozeßgrößen CaO , SiO₀ (SiO ,-,-Menge aus der Verschiackung des Si-Gehaltes des Roheisens, aus dem SiOp-Gehalt des Kalks, des Flußmittels und der Mischerschlacke in kg/t Roheisen), MnO (aus der Verschlackung desMn-Gehalts im Roheisen stammende MnO-Menge in kg/t Roheisen), DStB (Ausgangslanzenstellung in m über dem Bad), Fm (Flußmittelmenge in kg/t Roheisen) dargestellt werden:

η CaO = f (CaQ , SiO₂, MnO, DStB, Fm,4 ^ GaO) (2) . .

(wobei Ä ft) CaO einen Korrekturwert für -V CaO darstellt).

Die Kenntnis der qualitativen Einflüsse dieser Prozeßparameter gehört zum Stand der Technik, die quantitative Berechnung der Kalkauflösung ist bisher in einem statischen Steuerungsverfahren nicht verwirklicht worden.

. 50 9 8 29 70 562

Aus dem Wissen um die qualitativen Einflüsse der relevanten Prozeßparameter auf den zeitlichen Ablauf der Auflösung des Kalks und aufgrund von Überlegungen über die nach dem Massenwirkungsgesetz abgeleiteten Bildungsgeschwindigkeiten der Reaktionsprodukte ist eine auf der Theorie basierende, für die Praxis ausreichend genaue Modellvorstellung für die Kalkauflösung entwickelt worden.

In'Fig. 1 ist rein schematisch der Verlauf der Kalkauflösung (die zu einem bestimmten Zeitpunkt gelöste Kalkmenge ist eine Funktion der Blasdauer t-n) als Ordinate über der Blaszeit t-o

-D ±5

in Minuten als Abszisse für zwei verschiedene Betriebszustände dargestellt, wobei die obere Kurve dem Betriebszustand bei Eeferenzbedingungen entspricht.

In Fig. 2 ist ebenfalls rein schematisch, d.h. nicht maßstabgetreu, die Auflösungsgeschwindigkeit des Kalks, also die in · der Zeiteinheit (min) aufgelöste Kalkmenge in kg/t Roheisen für beide Betriebszustände dargestellt, wobei wieder die obere Kurve dem Betriebszustand bei Referenzbedingungen entspricht.

In Fig. 3a ist der Logarithmus der Manganverteilung

_(log

als Ordinate über dem Logarithmus des gesamten Eisenoxydes in der Schlacke (log (FeO)) als Abszisse für drei Betriebszustände aufgetragen, wobei die Gerade tu dem Betriebszustand bei Referenzbedingungen entspricht, während die Geraden h^^f und hV¹ Abweichungen davon darstellen, die beispielsweise durch eine Änderung des Düsenstandes herbeigeführt werden, wodurch bekanntlich die Oxydationsfähigkeit der Schlacke geändert wird.

In Fig. 3b ist entsprechend Fig. 3a der Logarithmus der Phosphorverteilung

(PpO₅)

^(loe Tt^"^}

als Ordinate über dem Logarithmus des gesamten Sisenoxydes der Schlacke'(log(FeO)) als Abszisse dargestellt. Die Geraden ho, hp¹ und h₂" der Phosphorverteilung verlaufen der Theorie ent-

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sprechend fünfmal steiler als diejenigen der Manganverteilung. Die mittlere Gerade h^ bezieht sich wieder auf Referenz "bedingungen. · .

Die Art der Darstellung in diesen Fig. 3a und Jb entspricht dem Massenwirkungsgesetz in Anwendung auf die Verschlackung des Mangans entsprechend der Gleichung

/~Mn_7 + (FeO) (MnO) + /~Fe_7 bzw. des Phosphors entsprechend der Gleichung

/"Ρ_έ_7 + 5(FeO) (P₂O₅) + 5 fVeJ.

^wie aus Fig. 1 ersichtlich ist, verläuft die Kurve der Kalkauflösung "bei Referenzbedingungen anfangs steil, und sie wird allmählich flacher bis zu einem Wendepunkt; von da an ver-r läuft die Kurve wieder flach, um dann bis zum Ende immer steiler zu werden. .

Die untere Kurve zeigt die Kalkauflösung bei Abweichung von Referenzbedingungen.

Aus Veröffentlichungen über Untersuchungen über die KaIkauflösung ist bekannt, daß nach einem hier nicht betrachteten Anfangsstadium, in welchem der Großteil von Sizilium und Mangan abbrennen, die Kalkauflösung zunächst rasch vor sich geht und dann etwa im 2. Drittel der Blasezeit durch Dikalziumsilikat-Schalen, welche sich um die Kalkstückchen bilden, eine Verzögerung erfährt und schließlich - gegen Ende des Prozesses wieder zunimmt, da bei steigender Temperatur die Silikatschalen schmelzen. Dementsprechend ergeben sich für die ingesamt aufgelöste KaIk-menge in Abhängigkeit von der Blaszeit,charakteristische Kurven entsprechend Fig. 1. Werden diese Kurven nach der Zeit differenziert, erhält man einen Zusammenhang zwischen der Auflösungsgeschwindigkeit des Kalks

d aaO

( Λ

^k d t ^;

und der Blaszeit entsprechend Fig. 2. Wenn sich die Blasbedingungen und damit die Bedingungen für die Kalkauflösung ändern, erfahren die Kurven der Fig. 1 und 2 eine Parallelverschiebung (untere Kurven in Fig;. 1 und 2) _fc

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Aus den Fig. 1 und 2 ist auch ersichtlich, daß die Kalkauflösungsgeschwindigkeit

^Δ (^GaOfl> (kg/t, min) Δ t

"bei Blasbeginn proportional der bei Blasende erreichten Kalkauflösung (bei annähernd gleichbleibender Blaszeit) ist, da die beiden Ordinaten der Rechtecke in Fig. 2 proportional den Steigungen der Tangenten in Fig. 1 sind.

Gelingt es daher, diese spezifische Kalkauflösungsgeschwindigkeit bei Blasbeginn durch entsprechende vorausberechenbare Einsatzbedingungen und gezielte Abweichungen von den Referenzbedingungen bei konstantem Lanzenabsenkschema und konstantem Sauerstoffverbrauch je t Roheisen und je min festzulegen, so liegen damit einerseits der zeitliche "Verlauf der Charge und anderseits der bei Blasende erreichte Endzustand (Endtemperatur und -analyse) von Anbeginn an fest,. Durch Vergleich mit entsprechenden Meßwerten vorausgegangener Schmelzen kann eine Anpassung des statischen Steuerungsverfahrens durchgeführt werden, die dem Einfluß nicht gemessener Größen Rechnung trägt und somit die Prozeßsteuerung den sich ändernden Betriebsverhältnissen im Verlauf der Ofenreise anpaßt. Somit kann der kostspielige Aufwand einer dynamischen Prozeßsteuerung durch Einsatz der Erfindung vermieden werden.

Die Erfindung fußt sohin auf der Erkenntnis, daß die Variabilität des bei Blasende aufgelösten Kalkanteiles und damit gleichzeitig des Kalkwirkungsgrades durch die Anfangsgeschxfindigkeit der Kalkauflösung schon bei Prozeßbeginn, d.h. aus den Einsatzbedingungen, dem Tiegelzustand und der Art des Blasens (Lanzenstellung und Sauerstoffdurchflußmenge) beschreibbar ist. Die Kalkauflösung selbst folgt der nach dem Massenwirkuhgsgesetz ableitbaren Bildungsges.chwindigkeit der Reaktionsprodukte.

Eine der Teilreaktionen ist die jene des Siliziumdioxyds mit dem Kalk. Als Bildungsgeschwindigkeit kann man anschreiben:

^{d Ga0}W = K. . (CaO) . (SiO₀) für Wollastonit (CaO₁,)

d CaO^ _{= K2 #} (CaO)² . (SiQ₂) für KaIziumorthosilikat (CaO^).

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■ Letzteres liegt jedoch, bei den im ersten und zweiten Blasdrittel herrschenden Temperaturen nicht als flüssige Phase"vor, sondern bildet sich als reakt ionshemmender Silikat saum um die Kalkstückchen aus. Die Geschwindigkeit der Kalkauflösung ergibt sich demnach als Differenz der beiden parallel ablaufenden Reaktionen:

^{d GaO}f 1 = K₁ ·. (CaO) . (SiO₂) - K₂ . (CaO)².. (SiO₂) (3). dt ·

In homogenen Lösungen wird die Anfangsgeschwindigkeit einer Reaktion durch die Konzentration der Reaktionspartner (Molenbrüche oder Molprozente, Gewichtsprozente im Lösungsmittel, usw.) bei isothermen Verhältnissen bestimmt. Im vorliegenden Fall eines heterogenen Systems werden die zur Reaktion kommenden Moleküle der Schlackenkomponenten (z.B. festes CaO, flüssiges SiO₂) besser durch deren Menge in kg je t Roheisen beschrieben. Hierauf soll noch später bei der- Beschreibung der Wirkung von Flußmitteln näher eingegangen werden..

Die Bestimmung der funktionellen Abhängigkeit des Kalkwirkungsgrades /n GaO erfolgt nach praktischen Erfahrungen am besten anhand der Mangahverschlackung (konstante Blasbedingungen vorausgesetzt). Das über die Manganverschlackung bestimmte flüssige CaO in der Schlacke erwies sich als repräsentativer als der Analysenwert des CaO in der Schlacke.

Für die Manganverschlackung gilt bekanntlich

₌ _bzw. _lMnOl_ _{= ( }} ^m Z-Mn_7.(FeO) /~Mn_7 ^m

Die Kalksättigungslinie im System (CaO)-(FeO)-(SiO₂) ist im interessierenden Bereich beschreibbar durch die Formel:

(FeO) = A . +B=A. +B- (5)

SiQ₂ (SiO₂) - .

worin A = 18,24- und B = -51,04 bei 1600⁰C ist, wobei berücksichtigt ist, daß die Summe von (CaO), (SiO₂) und (FeO) in der Schlacke mit etwa 80 % ziemlich konstant ist. (Diese Formel gilt nur für FeO ^ 16 %, das heißt für eine Basizität" ^ 2,8; ergeben sich geringere Werte, ist für FeO = 16 % einzusetzen).

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'■10 -

Die Kombination von (4) und (5) liefert die im Gleichgewichtszustand aufgelöste Kalkmenge CaO^-, :

• (MnO) . 1

_CaOf . XleOl^B_ _{m m} _m

^Z± A ■ ^d A ^d

In diesen Gleichungen bedeuten:
KjVj_n die Gleichgewichtskonstante für die Manganverschlackung

. (temperaturabhängig);
(HnO) MnO-Gehalt der Schlacke in %;

/~Mn__7 den Mn-Gehalt.des Bades in % bei Blasende = JC^vJ \ (FeO), (CaO) und (SiO₂) .

den FeO-, CaO- bzw. SiO₂-Gehalt der Schlacke im System (CaO)-(FeO)-(SiO₂) in #j

A, B die Konstanten der Kalksättigungslinie.

Die Menge SiO₂ ergibt sich aus einer SiO₂-Bilanz. Unter Berücksichtigung der aus der Mischerschlacke eingeschleppten SiOp-Menge konnte aus Betriebswerten folgende empirische Gleichung ermittelt werden:

SiO₂ = 2,45 (21,4 Si_R + CaO_fl . f)⁰'⁷ (kg/tj^) ... (6a) (worin Si_ß den Si-Gehalt des Roheisens und f den Verhältnisfaktor % SiO₂ zu % CaO im Kalk bedeutet).

Die Gleichgewichtskonstante für die Mangan- und Phosphorverschlackung wurde ebenfalls aus Betriebswerten errechnet und folgende Abhängigkeit von der Temperatur festgestellt:

log Κ_Μτι = ^2Z _ 3,10085 (7a) bzw.

^1Jn t +.273,15

log Kp = ^£52 _ 9,6937 (7b).

^ t + 273,15

AlIIs anderen Größen können aus der Schlacken- und Rohstahl analyse entnommen werden. Das analytisch ermittelte oxydische Eisen der Schlacke wird dabei zur Gänze auf FeO umgerechnet:

(FeO) = 1,29 (Fe).

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Die solcherart ermittelten aufgelösten Kalkmengen und Kalkwirkungsgrade einer Anzahl von Chargen werden zusammen mit den Größen, von denen man nach Gleichung (1) bzw. im Sinne von Ansätzen nach Gleichung (2) einen Einfluß erwartet, einer geeigneten Auswertung unterworfen, um eine Gleichung für die Kalkauflösung zu erhalten. Eine statistische Bestimmung der Koeffizienten des Ansatzes ergibt durchwegs ein hohes Bestimmt— heitsmaß und erhärtet die Berechtigung des Ansatzes.

Aus betriebseigenen Daten wurde für die Gleichung (2) die folgende Form gefunden:

CaO_fl = 0aO_ges . <y = ^CaOges ⁽⁰»^{125 Si0}2 " °>^{00124 CaO}ges

. SiO₂ + 0,187 Mn_R ~ 0,02 + A^?) (2')

(für Beferenzbedingungen gilt Δ WJ = 0; ansonsten werden darin Änderungen des Flußmittelsatzes und sonstige Korrekturen berücksichtigt).

Bei den vorangegangenen Überlegungen war immer vorausgesetzt, daß die Frischbedingungen konstant gehalten werden und nur in die Konstanten der Modellgleichungen eingehen. Es kann sich aber als notwendig oder zweckmäßig erweisen, die Frischbedingungen zu ändern, indem man einen anderen Flußmittelsatz vorgibt, die Kalksorte xvechselt oder auch das Lanzenabsenkschema modifiziert. Wenn der Einfluß einer Veränderung der Frischbedingungen auf die Kalkauflösung und damit das Blasresultat bekannt ist, bleibt die Möglichkeit bestehen, daß man erfindungsgemäß einen bestimmten Gleichgewichtszustand einstellt. B¹Ur eine ausreichende'Beschreibung des Gleichgevd-Chtszustandes muß man vor allem die Kalkauflösung beherrschen, darf aber auch die Oxydationsfähigkeit der Schlacke nicht außer acht lassen.

Wie man aus Fig. 2 ersehen kann, ist eine Änderung der Anfangsgeschwindigkeit der Kalkauflösung (bei nicht zu großer Variation) der Änderung der Flächen der Rechtecke unter den beiden Kurven proportional und somit der Änderung der gelösten Kalkmenge proportional, da diese Flächen unter den Kurven der Fig. 2 das Maß für die aufgelöste Kalkmenge sind. Der Einfluß der Größen mit nicht zu großem Variationsbereich kann deshalb- als additive

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Korrektur zur aufgelösten Kalkmenge oder zum Kalkwirkungsgrad "berücksichtigt werden.

Diese Vorgangsweise sei anhand der Flußmittelsätze theoretisch begründet:

Es ist- von der Tatsache auszugehen, daß die Kalkmoleküle vom°festen Kalkkorn unter Bildung einer niedrigschmelzenden Phase erst abgelöst werden müssen.

Die dafür verfügbare CaQ-Henge hängt von der Oberfläche der Kalkstückchen, d.h. bei gegebener Kalkmenge von der Körnung ab. Bei gegebener Korngröße ist die zur Verfügung stehende Zahl der CaO-Moleküle proportional der anfangs eingebrachten Kalkmenge. Die durch Flußmittelzusatz erzielte Schmelzpunkterniedrigung und Beschleunigung der Kalkauflösung kann daher nach Überlegungen, die ähnlich denen sind, die zu (1) und (2) geführt haben, durch einen Term ausgedrückt werden, der die Teilreaktionen des Vorganges und auch andere Größen (z.B. die Körnung) enthält, und so in die Berechnung des Kalkwirkungsgrades eingehen.

Untersuchungen im Betrieb haben z.B. gezeigt, daß eine Erhöhung des Flußspatzusatzes ( Λ Fm) um 1 kg je Tonne Roheisen eine Erhöhung der Kalkauflösung ( Δ Oj ) von 2,5 % bedeutet:

Δ η = 0,025 Fm (8).

Die Oxydationsfähigkeit der Schlacke bestimmt den Anteil des oxydischen Eisens (FeO),., der bei der Verschlackung von Mangan und Phosphor wirksam wird. Solange die Oxydationsfälligkeit konstant bleibt (= Referenzbedingung), braucht sie nicht explizit in den Gleichungen berücksichtigt werden. Der Zusammenhang zwischen dem Verschlackungsverhältnis und (FeO) ist in der doppeltlogarithmischen Darstellung bei einer bestimmten Temperatur und einem bestimmten Oxydationsgrad eine Gerade (in Fig. Ja für das Verschlackungsverhältnis von Mangan) -_r (FeQ) steht eigentlich für (FeO)., bei Referenzbedingungen; die Gerade Iu in Fig. 3a ist als Bezugslinie bei Referenzbedingüngen ( <=c FeO = 1) anzusehen. Eine Änderung der Oxydationsfähigkeit kann man berücksichtigen, indem man (FeO) mit einem Faktor 'X· ^₀ multipliziert. Dieser Faktor cC „ Q ist ein Scharparameter, der der unterschiedlichen Oxydationsfähigkeit der Sehlacke Rechnung trägt. Die Multiplikation

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entspricht im Diagramm Pig. 3a einer Par alle !Verschiebung der Bezugslinie hJ. Die Oxydationsfähigkeit wird scnrohl durch verschiedene Ausgangslanzenstellungen "bei konstantem Lanzenabsenkschema als auch durch verschiedene Absenkschemata und verschiedene Sauerstoffdurchflösse (Nur/min) maßgeblich bestimmt. Bei statistischen Auswertungen von Betriebsergebnissen hat sich dabei folgende Abhängigkeit von oC -vom Ausgangslanzenstand DStB (m über. Bad) ergeben; '

⁰⁰FeO =-¹»·⁸²^ Ci,39 - DStB) +1 (9)

(Sauerstoffdurchfluß und Lanzenabsenkschema bei Referenzbedingungen).

Bei konstanter Oxydationsfähigkeit liegt mit der Einstellung eines im Rohstahl gewünschten Mangangehaltes auch der Phosphorgehalt fest und umgekehrt; man kann Mangan und Phosphor nicht unabhängig voneinander vorgeben. Bei Veränderbarkeit der Oxydationsfähigkeit erreicht man eine gewisse Entkoppelung: In der Darstellung der Pig. 3b ist die Bezugsgerade hp für die Phosphorverschlackung fünfmal so steil und die einer Änderung der Oxydationsfähigkeit zugeordnete Parallelverschiebung fünfmal so groß wxe bei der Manganverschlackung, da bei der Verschlackung des Mangans der FeO-Gehalt in erster, beim Phosphor dagegen in der fünften Potenz eingeht, d.h., daß eine Änderung der Oxydationsfähigkeit die Verschlackung des Mangans und des Phosphors verschieden stark betrifft. Man hat daher in einem gewissen, technisch sinnvollen Rahmen die Möglichkeit, die Stellgrößen des Prozesses sq zu- wählen, daß die Sollwerte für Mangan und Phosphor im Rohstahl gleichzeitig eingehalten werden können.

Jn den Darstellungen gemäß Pig. 3a und 3*> ist die Temperatur als konstant vorausgesetzt, sie wird in den Gleichungen für die, Verschlackung von Mangan und Phosphor berücksichtigt, ihr Einfluß auf die. Lage der Kalksättigungslinie im System ( CaO }'-(PeO)-( SiOp ). kann dagegen vernachlässigt werden.

Die Oxydationsfähigkeit der Schlacke braucht nicht als mathematische Punktion vorliegen, sondern kann, auch als Tabelle oder· als Schar von Punktionen (etwa für jedes Lanzen-Absenkschema eine Punktion) vorliegen. Dies gilt auch für den KaIk-

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-1*1-·

wirkungsgrad, für den die Kenngrößen - etxva auch für verschiedene Kalksorten und/oder -körnungen - tabelliert sein können..

Zum Thema der Verschlackung ist noch eine Anmerkung nötig: Die Verschlackungszahlen

(MnO) (P₂O₅)

enthalten im Nenner die Konzentration im Bad, im Zähler die Konzentration in der Schlacke» Bei Auswertungen von Schmelzberichts daten liegt die Schlackenanalyse und unter Umständen auch das Schlackengewicht vor. Diese Daten erlauben es, die verlangte Konstanz der Bedingungen zu prüfen, bzw. den Einfluß von Änderungen auszuxirerten.

Beim Einsatz des Modells im Betrieb liegen naturgemäß vor Blasebeginn noch keine Schlackendaten vor. Man. muß sich daher diese Daten berechnen. Da die Roheisenanalyse und die der Sollvorprobe (Mn«-, Pxr) vorliegen, kennt man die Mengen..Mn und P, die in die Schlacke gehen müssen und damit die Mengen MnO und PpO_n-, die dabei entstehen müssen.. Zur Bestimmung der Konzentration von MnO und PpO_n- in der Schlacke braucht man aber das Schlackengewicht. Aus den Gleichungen für die Mangan- und die Phosphorverschlackung:

. (lTeO)_w bzw. ^(F2°3⁾ = K_p . (PeO)Jj

läßt sich dieses Schlackengewicht aufgrund der folgenden Gleichungen berechnen:

12,9 — "* Κ-, . (FeO) . -=-■ = (10a) bzw.

- - - Mn V/ ₁₀₀ _r- -

Erleichterungen bringt die Erfahrungstatsache, daß die Summe der analytisch ermittelten Konzentrationen von (GaO), (SiOp) und (FeQ) in der Schlacke bei gegebener Rohstofflage in guter Näherung konstant ist und 80 % beträgt. Damit kann man das fehlende

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Mn_R,	^PR
Mn₇,	^PV
S
^KMn»	Ep

2459Λ49

Schlackengewicht in den obigen Gleichungen 10a und 10b-durch, die.folgende Gleichung (11) ersetzen:

• (CaO) + (FeOV_Qt3 + (SiOp) = Konstant (ca 80 %), ge s c.

woraus folgt:

CaO--, + SiO₀

S = — — . 100 CHa).

80 - (FeO)

In diesen Gleichungen bedeuten:

Mangan- bzw.· Phosphor gehalt im Roheisen (%); Mangan- bzw. Phosphorgehalt in der Vorprobe (angestrebte Sollwerte, Rechengrößen) (%}; Schlackengewieht (kg/t Roheisen);

Gleichgewiclitskonstanten für Mn- und P-Verschlackung; (FeO)_w wirksamer FeQ-Gehalt dar Schlacke (%); wobei die

folgende Beziehung gilt: (FeO)^. = «C ^₀ . (FeO). Da die Menge SiO₀. aus der SiOo-Bilanz (Gleichung 6a) bekannt ist, kann man aus Gleichung (11a) zusammen mit Gleichung (4-) die für die Verschlackung erforderliche Menge gelösten Kalkes (GaO.p-j) bei Referenzbedingungen: (FeO)y = (FeO), ermitteln, der man nach Gleichung (2) bzw. (2¹ ) einen Kalksatz zuordnet. Änderungen der Oxydationsfähigkeit der Schlacke und des Kalkwirkungsgrades (ζ·Β. durch Flußmittelgabe) gehen in den Rechengang an geeigneter Stelle ein, wobei auch Qualitätserfordernisse und Kostenfragen eine Rolle spielen, damit aus der Schar- technisch möglicher Lösungen die optimale ausgesucht werden kann.

Der Schwefel- und Kohlenstoffgehalt des Rohstahls werden nicht eingestellt, sondern nur in bekannter Weise aufgrund des gewählten Einsatzes berechnet und in den Bilanzen berücksichtigt.

Aufgrund dieser Berechnungen- läßt sich eine sehr genaue Mengenbilanz der Schlacke aufstellen, die für die nachfolgende Sauerstoff-, Wärme- und Eisenbilanz eine Verbesserung der Genauigkeit und Reprodua-ierbarkeit bringt. Dies bedeutet, daß eine bessere Einhaltung der angestrebten Endtemperatur und Menge des flüssigen Stahles erreicht wird als mit bekannten statischen Steuerungssystemen. Die Erfahrung zeigte, daß die e-rforderliche-

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Blassauerstoffmenge so genau vorausgesagt werden kann, daß der Zeitpunkt, zu dem die berechnete Menge verbraucht ist, mit dem Zusammenbruch der Flamme praktisch zusammenfällt. Man kann daher nach Verblasen der berechneten Sauerstoffmenge die Charge unbesorgt beenden.

Im Modell ist vorausgesetzt, daß alle Größen, die nicht explizit in den Gleichungen aufscheinen, konstant gehalten werden oder keinen Einfluß haben. Diese Annahme stimmt aber nur im zeitlichen Mittel, die Größen sind statistischen Schwankungen unterworfen. Es kommt aus diesem Grunde zu Abweichungen zwischen den angestrebten und den tatsächlich erreichten Werten. Aus diesen Abweichungen werden Korrekturwerte berechnet und zusammen mit den Werten einiger Vorschmelzen gespeichert. Aus den Korrekturwerten der Vorschmelzen lassen sich die Abweichungen für die zu berechnende Schmelze voraussagen und in Rechnung stellen. Das Modell folgt so nicht nur den BetriebsSchwankungen, sondern erkennt und berücksichtigt auch einen Trend. Korrekturwerte bestehen für die Kalkauflösung, die Oxydationsfälligkeit der Schlacke, die Sauerstoff-, Wärme-und Eisenbilanz.

Diese Anpassung, die nach an sich bekannten mathematischen-Verfahren aufgebaut ist, bringt eine weitere Verbesserung der Treffsicherheit des Modells.

Die Menge an Roheisen, die für eine bestimmte Charge benötigt wird, ergibt sich aus dem gewünschten Ausbringgewicht unter Berücksichtigung des Schrottanteils; diese Roheisenmenge bestimmt dann im.weiteren den Gesamtbedarf an Kalk und anderen Zuschlagen.

Ausführungsbeispiele:

In allen drei Beispielen handelt es sich um die Herstellung niedriggekohlter Stähle (zirka 0,05 % C) in einem Tiegel mit der Nennleistung von 50 t. Da der C-Gehalt nur berechnet und berücksichtigt, nicht aber als bestimmende Größe eingestellt wird, entfällt seine Erwähnung in den Beispielen; desgleichen gilt für den S-Gehalt, der mit höchstens 0,035 % im Roheisen sehr niedrig lag. Die Ausgangslanzenstellung DStB betrug in allen Fällen 1,39 m, der Sauerstoffdurchfluß betrug 160 NmVmin, an Zuschlägen wurden jeweils 1,7 kg Flußspat pro Tonne Roheisen und 7 kg Schlackengranulat gegeben.

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Beispiel 1: Vorgegeben wird ein bestimmter Mangangehalt des Rohstahles, d.h. vor dem Legieren, und der maximal zulässige Phosphorgehalt. Würde beim gewünschten Mangangehalt der zulässige Phosphorgehalt überschritten, so richtet sich der Einsatz nach dem Phosphorgehalt des Rohstahls; ein niedrigerer Mangangehalt als gewünscht wird in diesem Fall in Kauf genommen. Einsatz: Roheisen 0,37 % Si, 1,10 % Fm, 0,096 % P;

EaIk 92 % CaO, 0,75 % SiO₂ (f = 0,75/92); angestrebt: 0,32 % Μη_γ, 0,015 % Py, t = 1610^Q0. Es werden die folgenden Gleichungen benötigt: log K_m = 5257/Ct + 273,15) - 3,10085 (7a) · log K_p = 12857/Ct + 273,15) - 9,6437 (7b) SiO₂ = 2,45 (21,4 Si_ß + CaO_fl . f)⁰»⁷ (6a) 12,9 (Mn_R - Mn₇) / Mn_? = K_Jfc . (FeO)_¥ . S/100 (10a) 22,9 (P_R - Py) / Py² = K_p . (FeO)^ . S/100 (10b) . (FeO) = (22,8 . CaO/SiO₂ - 63,8) . 0,8 (5) S = 100 (GaO_fl + SiO₂) / (80 - (FeO)) (11a)

Durch Einsetzen der angestrebten !Temperatur des Rohstahls ergibt sich aus (7a) bzw. (7h) K^ = 1,66638 bzw. K_p = 0,0188949. Die Durchrechnung erfolgt nun auf folgende Weise:

Zuerst wird für den Wert CaOr.-, ein mittlerer Erfahrungswert innerhalb eines bekannten Intervalls angenommen und in Gleichung (6a) eingesetzt, woraus sich ein Rechenwert für SiO₂ ergibt; mit diesem gelangt man über die Gleichung (5) zu einem Wert für (FeO), mit welchem man in Gleichung (11a) eingeht und den Wert für S erhält. Wenn die erste Annahme für CaO^-, richtig war, müßte die Gleichung (10a) aufgehen. Diese erste Durchrechnung ergab folgende Daten:

CaO = 42,4120 kg/t RE,
SiO₂ = 10,7446 kg/t RE,

FeO = 20,9585 % in der Schlacke, ' ■

S = 90,0325 kg Schlacke/t RE.

Durch Einsetzen dieser Werte in Gleichung (10a) bzw. (10b) erhält man die Werte für Mny = 0,32 % und für P^ = 0,0188949, mithin für den Phosphorgehalt einen zu hohen Wert.

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Nunmehr wird der Rechenvorgang mit der Annahme eines größeren Wertes für CaO-.-. als beim ersten Rechengang für die Phosphorverschlackung wiederholt, wobei man erhält: GaO = 43,6218 kg/t RE,
SiO₂ = 10,7536 kg/t RS,
FeO = 22,9506 % in der Schlacke,
S =-95,3127 kg Schlacke/t RS.

Durch Einsetzen dieser Werte in die Gleichungen (10a) bzw., (10b) erhält man die Werte für Mn_y = 0,287527 % und für P_v = 0,015 %

■^ie sich einstellende Basizität der Schlacke errechnet sich su

CaO-,

X _L

SiO₂

= 4,0565

und ist also größer als die Mindestbasizität (2,8) und fällt daher in den Gültigkeitsbereich der Kalksättigungslinie. Da sich der Kalk nicht zur Gänze löst, muß der gesamte Kalksatz berechnet werden:

Aus Gleichung (2') folgt für γ GaO = 0,82386 der Wert für

CaO mit 52,9477 kg/t RE, woraus sich der Kalksatz aus dem ge s

CaO-Gehalt des Kalks mit 57,6 kg/t RE errechnet.

Für diese Charge ergaben sich die folgenden Werte bzw. Ergebnisse:

angestrebt erhalten

1610° 1608° Μη_γ' 0,29 % 0,28 %

t 1610° 1608°

P_v 0,015 % 0,014 %

Diese gute Übereinstimmung zeugt für die Brauchbarkeit des erfindungsgemäßen Verfahrens in der Praxis. Beispiel 2: Bei dieser Schmelze soll ein möglichst hoher Mangangehalt im Fertigstahl erreicht werden und der Phosphorgehalt eine vorgegebene Schranke nicht überschreiten. Zu diesem Zweck wählt man den geringstmöglichen Kalksatz, wobei aber die Mindestbasizität von 2,8 und eine.Mindestschlackenmenge gewahrt bleiben muß. Es wird dabei versucht, den Phosphorgehalt über eine Änderung der Oxydationsfähigkeit der Schlacke unter die gewünschte Schranke zu bringen.

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Die Ausgangsbedingungen sind dieselben wie "beim Beispiel 1. ■

Einsatz: Roheisen 0,38 % Si, 1,05 % Mn, 0,091 % P,

Kalk 92 % GaO, 0,75 % SiO₂, f = 0,75/92; angestrebt: t = 1600⁰C, Mn hoch
P= max 0,025.

Da das Mangan möglichst wenig "verschlacken soll, wird eine Schlacke im unteren Grenzbereich des Basengrades (2,8) der KaIksättigüngslinie angestrebt, wodurch der Eisenoxydgehalt der Schlacke mit 16 % festgelegt ist.

Durch Einsetzen der angestrebten Temperatur des Rohstahls ergibt sich aus (7a) bzw. (7b) K_11n = 1,73585' bzw. Kp = 0,0014773.

Aus den Gleichungen (6) und (6a) mit je zwei Unbekannten erhält man die Werte für CaO „., und SiOo und damit aus Gleichung . (5) den Wert für FeO, mit diesem aus Gleichung (11a) den Wert für S.

Die erste Durchrechnung ergab folgende Werte: S = 64,4421 kg/t RE,
CaO_fl ■■= 30,3796 kg/t RE,
SiO₂ = 10,8499 kg/t RE,

PeO = 16 % (Vorgabe), und durch Einsetzen in die Gleichungen (10a) bzw. (10b) Mn_v = 0,439803 % bzw. P^- = 0,035637 %, also zu viel Phosphor im Stahl. Um den noch zulässigen Höchstwert von 0,025 % P zu erhalten, muß die Oxydationsfähigkeit der Schlacke von 1 auf 1,19358 erhöht werden, was sich aus Gleichung (10b) ergibt; als Maßnahme zur Beeinflussung der O'xydatipnsfähigkeit der Schlacke dient eine Änderung des Düsenstandes, die sich aus Gleichung (9) errechnen läßt; es wird daher die Lanzenausgangsstellung von 1,39 m über dem Bad auf 1,28 m geändert, welcher Abstand im technisch zulässigen Bereich liegt.

Die Berechnung des Kalkwirkungsgrades und des Kalksatzes erfolgt analog dem Beispiel 1, der notwendige Kalksatz errechnet sich zu 30,3796/0,92 = 33,02 kg/t RE.

Für diese Charge ergaben sich folgende Werte bzw. Ergebnisse:

angestrebt erhalten

1600⁰C	AO %	5	6	2	1595°C
Οι	,025 %			0,39 %
0,	9829/			0,023 %
50


Ό

Beispiel 3: Bei dieser Schmelze kam es darauf an, einen niedrigen Phosphorgehalt im Stahl zu erreichen, ohne daß der Mangangehalt einen Mindestwert unterschreitet. Da nun die bei Referenzbedingungen maximal lösliche Kalkmenge nicht ausreicht, um die gewünschte Entphosphorung zu erreichen, muß die Löslichkeit durch Flußmittelgabe (Flußspat) erhöht werden. Es stand· nur eine mindere Kalksorte mit 86 % GaO, 1,05 % SiO₂ (f = 1,05/86) zur Verfügung. Die Ausgangsbedingungen sind sonst dieselben wie beim Beispiel 1.
Einsatz: Roheisen 0,40 % Si, 1,08 % Mn, 0,131 % P;

Kalk 86 % CaO, 1,05 % SiO₂, f = 1,05/86. angestrebt-: t = 1610°C, mind. 0,25 % Mn, max. 0,015 % P

Die erste Durchrechnung wie im Beispiel 1 ergab folgende Werte:

K_m = 1,66638, · .

K_p = 0,0013538,
CaO_fl = 47,5321 kg/t RE,
SiO₂ = 11,5303 kg/t RE,
FeO = 24,1522 % in der Schlacke,
S = 105,756 kg/t RE;
Mn_y = 0,251192 %, Έ>_γ = 0,015 %.

Die Spezifikation ist also gerade noch eingehalten, eine Variation der Lanzenhöhe wie im Beispiel 2 ist nicht erforderlich. Es ist jedoch die notwendige Menge CaO„-, nicht erreichbar, mit der genannten SiOp-Menge könnte man - ihre vollkommene Wirksamkeit vorausgesetzt - maximal 46,0729 kg/t RE freies (gelöstes) CaO erhalten. Um nun die gewünschte gelöste CaO-Menge zu erhalten, muß man die Kalklöslichkeit durch Zugabe von Flußspat um 2,57052 % erhöhen. Hierfür gilt die empirische Gleichung (8), mittels welcher sich ergibt, daß eine Erhöhung des Flußmittelsatzes um 1,032 kg/t RE vorgenommen werden muß. Damit ergibt sich ein Gesamt-Flußmittelsatz von 2,732 kg/t RE und ein ^) _{Q Q} von 0,840101, woraus sich ein CaO -Bedarf von 56,5791 kg/t RE und ein Kalksatz (unter Berücksichtigung des CaO-Gehältes des Kalks) von 65,8 kg/t RE errechnen läßt. Die Basizität ergibt sich zu 4,12238.

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■■*·

Für diese Charge ergaben sich folgende Werte bzw. Ergebnisse:

angestrebt erhalten t 1610°0 1615⁰G

Mn_v 0,25 % 0,27 %

P_v 0,015 % 0,014 %

Ergänzend sei bemerkt,. daß für das Erreichen der angestrebten Stahltemperatur die ebenfalls auf die Tonne Roheisen bezogene Schrottmenge aus der Wärmebilanz, der Sauerstoffbedarf über den. Abbrand der Eisenbegleiter und des Eisens ermittelt werden. Die Blasdauer ergibt sich aus dem Sauerstoffbedarf und der Sauerstoffdurchflußmenge.

Claims

Patentansprüche:

1· Statisches Verfahren zur Steuerung der Frischreaktionen' von Stahlroheisen in einem Sauerstoffaufblaskonverter unter Verwendung eines Prozeßrechners, bei dem eine Schlackenzusammensetzung angestrebt und erreicht wird, die sich bei Blasende weitgehend im Gleichgewicht mit dem Bad befindet, dadurch gekennzeichnet, daß bei vorgegebenem Roheiseneinsatz die Sollwerte· des fertigen Stahls hinsichtlich Analyse für den Mangan- und den Phosphorgehalt und die Temperatur angesteuert werden, indem die zu erwartende mengenmäßige relative Auflösung des Kalkes in der Schlacke und die Oxydatxonsfahigkeit der Schlacke aufgrund von gespeicherten Erfahrungswerten zur rechnerischen Ermittlung der zu setzenden Kalkmenge unter Berücksichtigung der Kalkzusammensetzung und -körnung, der gewählten Flußmittelart und -menge und der Blas- . parameter (Lanzenfahrweise und Sauerstoffluß) verwendet werden.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß . · die üblichen Chargenkenndaten des Schmelzbetriebes, nämlich: Menge und Analyse und Temperatur des Roheisens und des Rohstahls, .
Menge und Analyse des Kalks und der übrigen Zuschläge,

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~ 22 -

Schrottmenge,

Schlackenanalyse und -menge,

die Blasparameter (Lanzenfahrweise, Sauerstoffverbrauch, Blasezeit)

gesammelt werden und aus diesen Werten unter Verwendung der nachstehend angeführten mathematischen Beziehungen die hei Blasende aufgelöste Kalkmenge bzw. der Kalkwirkungsgrad:

CaO

GaO ⁼ —

^CaOges
berechnet wird:

/??GaO = f (CaO , SiO₂, MnO, DStB, Fm,Λ ^CaO) (2),

worin GaO die gesetzte Kalkmenge in kg/t EE, SiO₀ die Menge ge s cL

des aus der Verschlackung des Siliziums des Roheisens und aus dem Kalk, dem Flußmittel und der Mischerschlacke stammenden SiOp, MnO die aus der Verschlackung des Mn-Gehaltes des RE entstandene Menge MnO in kg/t RE, DStB die Ausgangslanzenstellung in m über dem- Bad, Fm die Flußmittelmenge in kg/t RE bedeuten, wobei bei Kalksättigung auch die Beziehung:

₁
(% FeO) = A . + B bzw. (5)

CaO_fl =. . SiO₂ gilt, in welcher

A = 18,24 und B= - 51,4 bei 1600° bedeuten, wobei berücksichtigt ist, daß die Summe von (GaO), (FeO) und (SiO₂) mit etwa 80 % ziemlich konstant ist.

J. Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß die funktioneile Abhängigkeit des Kalkwirkungsgrades ^ CaO aufgrund der Manganverschlackung:

^KMn - W, worin ^m /_ Mn_7 . (FeO)

die temperaturabhängige Gleichgewichtskonstante der Manganverschlackung ,(MhO) den MnO-Gehalt der Schlacke, /."MnJ⁷ den Mn-Gehalt des Bades in % bei Blasende und (FeO) den FeO-Gehalt der Schlacke, bedeuten, bestimmt wird.

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4. Verfahren nach Anspruch. ?, dadurch ^kennzeichnet, daß die funktioneile Abhängigkeit des Kalkwirkungsgrades 0Ί CaO auf grund der Phosphorverschlackung:

C*J ·

worin Kp die temperaturabhängige Gleichgewichtskonstante der Phosphorverschlackung, (TJD^) den Phosphatgehalt der Schlacke, /~P_7 den Phosphor gehalt des Bades bei Blasende und (FeO) den FeO-Gehalt der Schlacke bedeuten, bestimmt wird.

5. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 4, dadurch gekennzeichnet, daß die Oxydationsfähigkeit der Schlacke durch Veränderung der Blasparameter beeinflußt und aufgrund folgender empirisch ermittelter, mathematischer Beziehung in Rechnung gestellt wird:

Χ FeO = 1,824 (1,39 - DStB) +1 (9),

worin *€ FeO den Faktor von (FeO) gegenüber Referenzbedingungen, bedeutet.

6. Verfahren nach den Ansprüchen 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die die Kalkauflösung und die Oxydationsfähigkeit der Schlacke kennzeichnenden Größen in den den einzelnen Chargen nachfolgenden Schlacken-, Sauerstoff—, Eisen- und Wärmebilanzen mitberücksichtigf werden, um einen Trend erkennen und zu weiteren Korrekturen berücksichtigen zu können.

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