DE2459449B2 - Statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem Sauerstoffaufblaskonverter zur Erzeugung von Tiefzieh- o.a. Qualitäten - Google Patents
Statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem Sauerstoffaufblaskonverter zur Erzeugung von Tiefzieh- o.a. QualitätenInfo
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Description
Die Erfindung betrifft ein statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem
Sauerstoffaufblaskonverter zur Erzeugung von Tiefzieh- oder ähnlichen Qualitäten durch Bemessen des
Kalksatzes pro Charge derart, daß sich bei Einhaltung eines vorgegebenen Blasschemas eine Schlackenzusammensetzung
bei Blasende ergibt, die im Gleichgewicht zu der die angestrebte Sollanalyse aufweisenden
Stahlschmelze steht, wobei der erforderliche Kalksatz und die angestrebte Schlackenzusammensetzung mittels
eines Prozeßrechners, in dem die Chargenkenndaten des Schmelzbetriebes, die Menge und Analyse und
Temperatur des Roheisens und entsprechende Sollwerte des Rohstahles, die Analyse des Kalkes und die
Menge und Analyse der übrigen Zuschläge sowie die Blasparameter gespeichert sind, unter Berücksichtigung
eines Kalkauflösungsfaktors berechnet werden.
Bei statischen Verfahren wird die Frischreaktion, die zu einer angestrebten Stahlzusammensetzung führen
soll, durch entsprechende Bemessung der Einsatzmengen gesteuert, und zwar derart, daß sich eine bestimmte
Schlackenzusammensetzung ergibt, die im Gleichgewicht mit der angestrebten Badzusammensetzung steht
In der Literatur ist ausführlich beschrieben, welche Schlackenzusammensetzung mit welcher Badzusammensetzung
im Gleichgewicht steht Zur richtigen Bestimmung der Einsalzmengen gehört insbesondere
die Bestimmung des Kalksatzes. Dieser Kalksatz muß unter Berücksichtigung der zu erwartenden Kalkauflösung
bestimmt werden, da nur der bei Blasende gelöste Anteil des Kalks für die Lage der Schlacke im System
CaO-FeO-S1O2 und damit auch für das Gleichgewicht
.^wischen Bad und Schlacke maßgebend ist Alle bisher
bekannten statischen Verfahren legen der Bestimmung des Kalksatzes einen konstanten, nicht chargenspezifischen
Kalkauflösungsfaktor zugrunde. Damit wird aber die gewünschte Menge und Zusammensetzung der
Endschlacke nur sehr ungenau angesteuert, da die Kalkauflösung nicht konstant, sondern von den
speziellen Einsatz- und Blasbedingungen abhängig ist
Im Gegensatz zu den statischen Verfahren stehen die dynamischen Verfahren zum Steuern der Frischreaktion,
bei denen während des Prozeßablaufes durch ständige Messung der Abgaszusammensetzung und/
oder der Schallintensität Informationen über die momentane Schlackenzusammensetzung gewonnen
und diese zur Steuerung von den Prozeßablauf beeinflussenden Maßnahmen, insbesondere der Lanzenhöhe
und/oder der Sauerstoffzufuhr, verwendet werden. Dynamische Verfahren haben den grundsätzlichen
Nachteil, daß die vorzunehmenden regelnden Eingriffe eine Abweichung von den in der Regel vor Blasbeginn
möglichst optimal kostengünstig festgelegten Blasbedingungen bewirken und daher im allgemeinen einen
weniger günstigen Chargenverlauf zur Folge haben, als es an sich möglich wäre. Wegen des raschen Ablaufes
einer Charge ist zudem der Spielraum der Korrekturen während der Blasdauer sehr eng. Außerdem stellen die
Kosten und die Meßfehler der dabpi zu verwendenden Meßgeräte die Rentabilität und Wirksamkeit solcher
Verfahren in Frage.
Davon abgesehen wird aber auch bei dem bisher bekannten dynamischen Verfahren das Kalkauflösungsverhalten
nicht chargenspezifisch berücksichtigt. Aus FR-PS 15 48 479 ist ein dynamisches Verfahren zum
Steuern der Blasreaktion bekannt, bei dem ausgehend von Abgasmessungen laufend eine Schlackenzusammensetzung
berechnet wird, um danach die Lanzenhöhe zu steuern, wobei in den angewendeten Berechnungsformeln die Kalklöslichkeit und die Oxydationsfähigkeit
der Schlacke nicht explizit berücksichtigt sind, sondern als Konstante angesehen werden. In »Stahl und Eisen«
1973, Seite 876 bis 884 ist ein dynamisches Verfahren bekannt, bei dem ausgehend von einer Abgasmessung
eine fortlaufende Sauerstoffbilanz der Schlacke errechnet und von dieser auf die Zusammensetzung der
Schlacke geschlossen wird. Dabei wird ein Modell der Kalkauflösung zugrundegelegt, das zwar kalkauflösende
Faktoren wie den Eisenoxid- und Flußspatgehalt der Schlacke berücksichtigt, im wesentlichen aber auf einem
statistisch ermittelten Zahlenwert für die bei Blasende vorhandene ungelöste Kalkmenge beruht. Dies muß zu
fehlerhaften Ergebnissen führen, da nicht berücksichtigt wird, daß die bei Blasende ungelöste Kalkmenge keine
Konstante ist, sondern insbesondere von der Anfangsgeschwindigkeit der Kalkauflösung abhängt und daher
chargenspezifisch ist Ebenfalls ohne chargenspezifische Berücksichtigung der Kalkauflösung arbeitet das in
DE-OS 21 11 503 beschriebene dynamische Verfahren.
Die Nachteile und Ungenauigkeiten, die sich aus der ungenügenden Berücksichtigung des Kalkauflösungs-Verhaltens
bei den bisher bekannten statischen und auch dynamischen Methoden ergeben, wirken sich besonders
schwerwiegend dann aus, wenn das herzustellende Qualitätsprogramm sehr breit ist (Handelsgüten neben
Tiefziehqualitäien) und die Roheisenanalyse (insbesondere das Verhältnis des Si-Mn) stark schwankt
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, den erforderlichen Kalksatz pro Charge zur Erzeugung von
Tiefzieh- oder ähnlichen Qualitäten bei Chargen mit wechselnden Roheisen-Analysen genauer als bisher zu
bestimmen.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß der Kalkauflösungsfaktor vom Prozeßrechner für
jede Charge aus den Prozeßparametern, nämlich dem CaO-Gesamtgehalt, dem SiO2-Gehalt dem MnO-Gehalt,
dem Flußmittelgehalt der Schlacke und dem Ausgangsdüsenstand der Blaslanze über dem Schmelzbad
bei vorgegebenem Absenkschema berechnet wird.
Die Erfindung wird im folgenden an Hand von Ausführungsbeispielen und unter Bezugnahme auf die
Zeichnungen näher erläutert.
Allgemein wird bei dem erfindungsgemäßen Verfahren so vorgegangen, daß aufgrund seiner angestrebten
Stahlqualität, welche durch die Konzentration der Eisenbegleitelemente, insbesondere von Mangan und
Phosphor, vorgegeben ist, zunächst die Einsatzbedingungen (Roheisenmenge, Kühlschrottmenge und Kalk-,
Erz- und Flußmittelmenge) ausreichend genau berechnet werden, wobei die Zusammensetzung der Schlacke
auf der Kalksättigungslinie im System CaO-FeO-S1O2
liegen und im Gleichgewicht mit dem Bad 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 hierbei, daß die Frischreaktionen dei Eisenbegleiter an ihrem jeweiligen thermodynamischen
Gleichgewichtszustand zum Stillstand kommen, wobei in der Praxis das Kriterium für das Aufhören der
Reaktionen der Zusammenbruch der Flamme am Tiegelmund ist.
Falls das Blasende mit dem Erreichen des thermodynamischen
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 gewünschte
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.
Um bei der Berechnung des Einsatzes für eine geeignete Endschlacke die Auflösung des Kalkes zu
berücksichtigen, um zu einer möglichst genauen Fixierung des Endzustandes zu gelangen, genügt es
erfindungsgemäß nicht, einen stets gleichbleibenden Anteil an gelöstem Kalk, z. B. etwa 80%, anzunehmen;
es wird vielmehr die chargenspezifische Kalkauflösung bestimmt, um größere Streuungen der angestrebten
Analyse zu vermeiden. Dies geschieht erfindungsgemäü
dadurch, 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.
Das Verhältnis der gelösten Kalkmenge (CaOn) zur gesetzten Kalkmenge (CaOgM) ergibt den Kalkwirkungsgrad
1, CaO =
CaOn
CaO1,,
CaO1,,
Als Stellgrößen für die Kalkauf-osung 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 cerücksichtigen sind die aus dem Roheisen
stammenden Schlackenkomponenten, vor allem SiO^
und MnO. Der Kalkwirkungsgrad η CaO kann demnach als eine empirische Funktion der Prozeßgrößen CaOgC!,
S1O2 (SiO2-Menge aus der Verschlackung des Si-Gehaltes
des Roheisens, aus dem SiO2-Gehalt des Kalks, des Fluümittels und der Mischerschlacke in kg/t Roheisen),
MnO (aus der Verschlackung des Mn-Gehalts im Roheisen stammende MnO-Menge in kg/t Roheisen),
D5iß(Ausgangslanzenstellung in m über dem Bad), Fm
(Flußmittelmenge in kg/t Roheisen) dargestellt werden:
./CaO=Z(CaOj^. SiOj. MnO. DStB,
Fn,. I,,CaO) |2)
(wobei zlrjCaO einen Korrekturwert für η CaO
dai stellt).
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.
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
a-isre chend genaue Modellvorstellung für die Kalkauflösung
entwickelt worden.
In Fig. 1 ist isin schematisch der vorlauf der
Kalkauflösung (die zu einem bestimmten Zeitpunkt gelöste Kalkmer.ge ist eine Funktion der Blasdauer fs)
als Ordinate über der Blaszeit ie in Minuten als Abszisse
für zwei verschiedene Betriebszustände dargestellt, wobei die obere Kurve dem Betriebszustand bei
Referenzbedingungen entspricht.
In F i g. 2 ist ebenfalls rein schematisch, d. h. nicht maßstabsgetreu, 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 F i g. 3a ist der Logarithmus der Manganverteilung
(MnO)N g [Mn]J
als Ordinate über dem Logarithmus des gesamten Eisenoxydes in der Schlacke (log (FeO)) als Abszisse für
drei Betriebszustände aufgetragen, wobei die Gerade Ai
dem Betriebszustand bei Referenzbedingungen entspricht, während die Geraden h\' und h\" 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 F i g. 3a der Logarithmus
der Phosphorverteilung
als Ordinate über dem Logarithmus des gesamten Eisenoxydes der Schlacke (log (FeO)) als Abszisse
dargestellt. Die Geraden Λ2, hi und Λ2" der Phosphorverteilung
verlaufen der Theorie entsprechend fünfmal steller als diejenigen der Manganverteilung. Die
mittlere Gerade /?.> bezieht sich wieder auf Referenzbedingungen.
Die Art der Darstellung in diesen Fig. 3a und 3b entspricht dem Massenwirkungsgesetz in Anwendung
auf die Verschlackung des Mangans entsprechend der Gleichung
[MnJ + (FcOl^-(MnOi -u [FcJ
bzw. des Phosphors entsprechend der Gleichung [P;] - 5(FcO)=-=^(P;O51 - 5[Fe] .
Wie aus F i g. 1 ersichtlich ist, verlauft die Kurve der
Kalkauflösung bei Referenzbedingungen anfangs steil, und sie wird allmählich flacher bis zu einem Wendepunkt;
von da an verläuft 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 Kalkauflösung ist bekannt, daß nach einem hier nicht
betrachteten Anfangsstadium, in welchem der Großteil von Silizium und Mangan abbrennen, die Kalkauflösung
zunächst rasch vor sich geht und dann etwa im 2. Drittel der Blasezeit ^urch 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
insgesamt aufgelöste Kalkmenge in Abhängigkeit von der Blaszeit charakteristische Kurven entsprechend
Fig. 1. Werder, diese Kurven nach der Zeit differenziert,
erhält man einen Zusammenhang zwischen der Auflösungsgeschwindigkeit des Kalks
/dCaOfl\
V~dl )
V~dl )
und der Blaszeit entsprechend F i g. 2. Wenn sich die Blasbedingungen und damit die Bedingungen für die
Kalkauflösung ändern, erfahren die Kurven der F i g. 1 und 2 eine Parallelverschiebung (untere Kurven in
F i g. 1 und 2).
Aus. den Fig. 1 und 2 ist ersichtlich, daß die Kalkauflösungsgeschwindigkeit
KCaOn)
I/
I/
(kg// ■ min)
bei Blnsbeginn 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 F i g. 1 sind.
Gelingt es daher, diese spezifische Kalkauflösungsge-
Gelingt es daher, diese spezifische Kalkauflösungsge-
r> schwindigkeit bei Blasbeginn durch entsprechende
vorausberechenbare Einsatzbedingungen und gezielte Abweichungen von den Referenzbedingungen bei
konstantem Lanzenabsenkschema und konstantem Sauerstoffverbrauch je t Koheisen und je min
1» festzulegen, so liegen damit einerseits der zeitliche
Verlauf der Charge und andererseits der bei Blasende erreichte Endzustand (Endtemperatur und -analyse) von
Anbeginn an fest. Durch Vergleich mit entsprechenden Meßwerten vorausgegangener Schmelzen kann eine
2■■; Anpassung des statischen Steuerungsverfahrens durchgeführt
werden, die dem Einfluß gemessener Größen Rechnung trägt und somit die Prozeßsteuerung den sich
ändeiitoen Betriebsverhältnissen im Verlauf der Ofenreise
anpaßt Somit kann der kostspielige Aufwand
to 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
r> die Anfangsgeschwindigkeit 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 Massenwirkungsgesetz
ableitbaren Bildungsgeschwindigkeit der Reaktionsprodukte.
Eine der Teilreaktionen ist die jene des Siliziumdioxyds
mit dem Kalk. Als Bildungsgeschwindigkeit kann man anschreiben:
* = K1 (CaO) (SiO,)
für Wollastonit
df
.dC?°-K = K, -JCaOf- (SiO,)
df
df
für Kalziumorthosilikat (CaO1J.
Letzteres Hegt jedoch bei den im ersten und zweiten Blasdrittel herrschenden Temperaturen nicht als flüssige
Phase vor, sondern bildet sich als reaktionshemmender Silikatschaum um die Kalkstückchen aus. Die
Geschwindigkeit der Kalkauflösung ergibt sich demnach als Differenz der beiden parallel ablaufenden
Reaktionen:
- = K1 - (CaO) · (SiO,) - K2 · (CaO)2 · (SiO2).
di (3)
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
eingegangen werden.
Die Bestimmung der funktionellen Abhängigkeit des Kalkwirkungsgrades η CaO erfolgt nach praktischen
Erfahrungen am besten an Hand der Manganverschlakkung (konstante Blasbedingiingen 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
(MnO)
[Wn] ·
(4)
KM„
(MnOl
[Mn] = Mll(iC "
[Mn] = Mll(iC "
Die Kalksättigungslinie im System
(CaO) -(TeOi (SiO,)
(CaO) -(TeOi (SiO,)
ist im interessierenden Bereich heschreibbar durch die
Formel
worin A = 18,24 und S= -51.04 bei 1600° C ist, wobei
berücksichtigt ist, daß die Summe von (CaO), (SiO,) 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.)
Die Kombination von (4) und (5) liefert die im Gleichgewichtszustand aufgelöste Kalkmenge CaOn:
C a011 = SiO2 =
In diesen Gleichungen bedeuten:
Κμπ die Gleichgewiciitskonstante für die Manganver- -n
schlackung (temperaturabhängig);
(MnO) MnO-Gehalt der Schlacke in %;
[Mn] den Mn-Gehalt des Bades in % bei Blasende = [Μην];
(FeO), (CaO) und (SiO2)
den FeO-, CaO- bzw. SiO2-Gehalt der Schlacke
im System (CaO)-(FeO)-(SiO2) in %;
A, B die Konstanten der Kalksättigungslinie.
(MnO) | K | 1 | - B | SiO, 4 |
[MnJ | Mn | IdI | ||
Die Menge SiO2 ergibt sich aus einer SiO2-Bilanz.
Unter Berücksichtigung der aus der Mischerschlacke eingeschleppten SiOrMenge konnte aus Betriebswerten
folgende empirische Gleichung ermittelt werden:
SiO2 = 2,45(21,4SiR + CaO„ -ff
(6a)
60
(worin Sir den Si-Gehalt des Roheisens und / 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 KMn =
bzw.
- 3,10085 (7a)
(7b)
Alle anderen Größen können aus der Schlacken- und Rohstahlanalyse entnommen werden. Das analytisch
■> ermittelte oxydische Eisen der Schlacke wird dabei
vollkommen auf FeO umgerechnet:
(FeO) = 1,29(Fe).
J» 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
-1' Kalkauflösung zu erhalten. Eine statistische Bestimmung
der Koeffizienten des Ansatzes ergibt durchwegs ein hohes Best;mmtheitsmaß und erhärtet die Berechtigung
des Ansatzes.
Aus betriebseigenen Daten wurde für die Gleichung
Aus betriebseigenen Daten wurde für die Gleichung
in (2) die folgende Form gefunden:
CaOn = Ca(W ■ ,, = CaO,.- (0.125SiO2
-0.(K)124 Ca (Vs · SiO,+0.187 MnR-0.02+ l,,|
r, (2Ί
r, (2Ί
(für Referenzbedingungen gilt Δη = O; 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 wechselt 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.
Fur eine ausreichende Beschreibung des Gleichgewichtszustandes muß man vor allem die Kalkauflösung
beherrschen, darf aber auch die Oxydationsfähigkeit der Schlacke nicht außer acht lassen.
Wie man aus F i g. 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
F i g. 2 das Maß für die aufgelöste Kalkmenge sind. Der Einfluß der Größen mit nicht zu großem Variationsbereich
kann deshalb als additive Korrektur zur aufgelösten Kalkmenge oder zum Kalkwirkungsgrad
berücksichiigt werden.
Diese Vorgangsweise sei an Hand 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 CaO-Menge hängt von der Oberfläche der Kalkstückchen, d. h. bei gegebener
Kalkmenge von der Körnung ab. Bei gegebener Korngröße isi die zur Verfügung stehende Zahl der
CaO-Moleküle proportional der anfangs eingebrachten Kalkmenge. Die durch Flußrnittelzusatz erzielte
Schmelzpunkterniedrigung und Beschleunigung der Kalkauflösung kann daher nach Überlegungen, die
ähnlich denen sind, die zu (I) 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 «:__ l'.i,äL.„. ,i„r ni.,n„„„.,..r„i,„r ι Λ irm)..m ι ■,„ ;„
..!■■V l^fMlMIUMg VJ..., . ,^,^.,,,^....W^...^.. V._, . .,,, U,m . r>6 J^
Tonne Roheisen eine Erhöhung der Kalkauflösung (Δη) von 2,5% bedeutet:
I,, = 0,025 Fm .
Die Oxydationsfähigkeit der Schlacke bestimmt den Anteil des oxydischen Eisens (FeO)w, der bei der
Verschlackung von Mangan und Phosphor wirksam wird. Solange die Oxydationsfähigkeit 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 F i g. 3a für das
Verschlackungsverhältnis von Mangan); (FeO) steht eigentlich für (FeO)w bei Referenzbedingungen; die
Gerade h\ in F i g. 3a ist als Bezugslinie bei Referenzbedingungen (λ FeO = 1) anzusehen. Eine Änderung der
Oxydationsfähigkeit kann man berücksichtigen, indem man (FeO) mit einem Faktor apeo multipliziert. Dieser
Faktor apeo ist ein Scharparameter, der der unterschiedlichen
OxydationsfähifV.eit der Schlacke Rechnung trägt. Die Multiplikation entspricht im Diagramm
Fig. 3a einer Parallelverschiebung der Bezugslinie h\.
Die Oxydationsfähigkeit wird sowohl durch verschiedene Ausgangslanzenstellungen bei konstantem Lanzenabsenkschema
als auch durch verschiedene Absenkschemata und verschiedene Sauerstoffdurchflüsse
(NmVmin) maßgeblich bestimmt. Bei statistischen Auswertungen von Betriebsergebnissen hat sich dabei
folgende Abhängigkeit von «Feo vom Ausgangslanzenstand
DStB(m über Bad) ergeben:
*Fe()= 1,824(1,39-DStB)+ I
(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 Entkopplung:
In der Darstellung der F i g. 3b ist die Bezugsgerade A2
für die Phosphorverschlackung fünfmal so steil urd die einer Änderung der Oxydationsfähigkeit zugeordnete
Parallelverschiebung fünfmal so groß wie 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 zu wählen, daß die Sollwerte für Mangan und Phosphor im Rohstahl gleichzeitig eingehalten werden
können.
in In den Darstellungen gemäß Fig.3a und 3b ist die
Temperatur als konstant vorausgesetzt, sie wird in den
Gleichungen für die Verschlackung von Mangan und Phosphor berücksichtigt, ihr Einfluß au1' die Lage der
Kalksättigungslinie im System (CaO)-(FeO)-(SiO>)
ι -, kann dagegen vernachlässigt werden.
Die Oxydationsfähigkeit der Schlacke braucht nicM
als mathematische Funktion vorliegen, sondern kann auch als Tabelle oder als Schar von Funktionen (etwa
für 'sdss Lsrjzen-Absenkichcms eine Funk*ion^ vnHip-
_>o gen. Dies gilt auch für den Kalkwirkungsgrad, für den
die Kenngrößen — etwa auch für verschiedene Kalksorten und/oder -körnungen — tabelliert sein
können.
Zum Thema der Verschlackung ist noch eine
_>-> Anmerkung nötig: Die Verschlackungszahlen
(MnO) , IP.O,)
TMnJ lmd rPvJ2
TMnJ lmd rPvJ2
enthalten im Nenner die Konzentration im Bad, im
in Zähler die Konzentration in der Schlacke. Bei
Auswertungen von Schmelzberichtsdaten liegt die Schlackenanalyse und unter Umständen auch das
Schlackengewicht vor. Diese Daten erlauben es, die verlangte Konstanz der Bedingungen zu prüfen, bzw.
j-, den Einfluß von Änderungen auszuwerten.
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 (Μην, Pv)
w vorliegen, kennt man die Mengen Mn und P, die in die
Schlacke gehen müssen und damit die Mengen MnO und P2O5, die dabei entstehen müssen. Zur Bestimmung
der Konzentration von MnO und P2O5 in der Schlacke braucht man aber das Schlackengewicht. Aus den
4) Gleichungen für die Mangan- und die Phosphorverschlackung:
(MnO)
= KMn (FeO)u
bzw.
[MnJ
T^U Kp (FeO)5,
läßt sich dieses Schlackengewicht aufgrund der folgenden Gleichungen berechnen:
(MnO)
bzw.
[MnJ | (Pr- | Pv) | (P2O5) | '*' 100 " | [MnJ |
22.9 | [Pv | y | [PvI2 | (FeOfc | (10a) |
S Töö |
(10b) | ||||
Erleichterungen bringt die Erfahrungstatsache, daß die Summe der analytisch ermittelten Konzentrationen
von (CaO), (SiO2) und (FeO) in der Schlacke bei
It
gegebener Rohstofflage in guter Näherung konstant ist und 80% beträgt. Damit kann man das fehlende
Schlacken^ewicht in den obigen Gleichungen 10a und 10b durch die folgende Gleichung(l 1)ersetzen:
(CaO) + (FeO)ges + (SiO2) = Konstant (ca. 80%),
woraus folgt:
woraus folgt:
CaO11+ SiO2
80-(FeO)
80-(FeO)
(Ma)
In diesen Gleichungen bedeuten:
Mni), Pr Mangan- bzw. Phosphorgehalt im Roheisen
Mni), Pr Mangan- bzw. Phosphorgehalt im Roheisen
Μην, Pv Mangan- bzw. Phosphorgehait in der Vorprobe
(angestrebte Sollwerte, Rechengrößen)
t l\,tr/l
· ve
Kw,,, K? Gleichgewichtskonstanten für Mn- und P-Ver-
sci.iackung;
(FeO)w wirksamer FeO-Gehalt der Schlacke (%); wobei die folgende Beziehung gilt:
(FeO)w wirksamer FeO-Gehalt der Schlacke (%); wobei die folgende Beziehung gilt:
(FeO)* = Λ,:«, · (FeO).
Da die Menge SiO2 aus der SiO2-Bilanz (Gleichung
6a) bekannt ist, kann man aus Gleichung (lla) zusammen mit Gleichung (4; die für die Verschlackung
erforderliche Menge gelösten Kalkes (CaOn) bei Referenzbedingungen:
(FeO)w = (FeO).
ermitteln, der man nach Gleichung (2) bzw. (2') einen Kalksatz zuordnet. Änderungen der Oxydationsfähigkeit
der Schlacke und des Kaikwirkungsgrades (z. B. 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 ausgesuch; werden kann.
Der Schwefel- und Kohlenstoffgehalt des Rohrstahls 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 Reproduzierbarkeit
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 erforderliche Blassauer.stoffmenge 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 Verschmelzen 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 berück sichtigt auch einen Trend. Korrekturwerte bestehen für
die Kalkauflösung, die Oxydationsfähigkeit der Schlak- ke, 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.
Alisführungsbeispiele
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
5-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 Zuschlagen wurden jeweils 1,7 kg
Flußspat pro Tonne Roheisen und 7 kg Schlackengranulat gegeben.
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% Mn, 0,096% P;
Kalk 92% CaO,0,75% SiO2(Z"= 0,75/92);
angestrebt: 0,32% Μην,0,015% Pv, ί = 161O0C.
angestrebt: 0,32% Μην,0,015% Pv, ί = 161O0C.
Es werden die folgenden Gleichungen benöl.'^t:
Ιου Αλ|η -= 6257 (f + 273.15) -3.KMX5
logiC,, = 12857, f; 273.1 5)-9.6437 (7b)
-,(i SiO2 = 2.45<2l.4SiR +CaOn ·/>"■" (6a)
l2.9(MnR - Mnx) Mn, = KM„ -(FeO),,, · S 100
(10a)
22.9(PR-Pv)/P2v= KP -(FcO)Uv S/100 (|Ob)
22.9(PR-Pv)/P2v= KP -(FcO)Uv S/100 (|Ob)
(FeO) = (22,8 · CaO/SiO, - 63.8) ■ 0.8 (5)
S= 100(CaOn+SiO2)/(80-(FeO)). (lla)
Durch Einsetzen der angestrebten Temperatur des Rohstahls ergibt sich aus (7a) bzw. (7b) KM„ = 1,66638
bzw. Κ? = 0,Ö1889-!9. Die Durchrechnung erfolgt nun
auf folgende Weise:
Zuerst wird für den Wert CaOn ein mittlerer Erfahrungswert innerhalb eines bekannten Intervalls
angenommen und in Gleichung (5a) 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 (lla) eingeht und den Wert
für 5 erhält Wenn die erste Annahme für CaOn 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 = 203585% in der Schlacke,
5 = 90,0325 kg Schlacke/t RE
Durch Einsetzen dieser Werte in Gleichung (10a) bzw. (10b) erhält man die Werte für Mnv = 032% und für
Pv = 0,0188949, mithin für den Phosphorgehalt einen zu hohen Wert
Nunmehr wird der Rechenvorgang mit der Annahme eines größeren Wertes für CaOn als beim ersten
Rechengang für die Phosphorverschlackung wiederholt,
wobei man erhält:
CaO = 43,6218 kg/t RE,
SiO2 = 10,7536 kg/t RE,
FeO = 22.9506% in der Schlacke, :o
S = 953127 kg Schlacke/t RE.
Durch Einsetzen dieser Werte in die Gleichungen (10a) bzw. (10b) erhält man die Werte für
Mnv = 0,287527% und für Pv = 0,015%.
Die sich einstellende Basizität der Schlacke errechnet sich zu
CaO1
SiO,
SiO,
= 4.0565
und ist also größer als die Minclestbasizität (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 η CaO = 0,82386 der
Wert für CaOg„ mit 52,9477 kg/t RE, woraus sich der
Kalksatz aus dem CaO-Gehalt des Kalks mit 57,6 kg/t RE errechnet.
Für diese Charge ergaben sich die folgenden Werte bzw. Ergebnisse:
Angestrebt Erhalten
Mnv
Pv
1610°
0.29%
0.015%
0.29%
0.015%
1608°
0,28%
0,014%
0,28%
0,014%
Diese gute Übereinstimmung zeugt für die Brauchbarkeit des erfindungsgemäßen Verfahrens in der
Praxis.
Bei dieser Schmelze soll ein möglichst hoher Mangangehalt im Fertigstahi erreicht werden und der
Phosphorgehalt eine vorgegebene Schranke nicht überschreiten. Zu diesem Zweck wählt man den
geringstmöglichen Kaiksatz, wobei aber die Mindestbasizität
von 23 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.
Die Ausgangsbedingungen sind dieselben wie beim Beispiel 1.
60
Einsatz:
Roheisen 0,38% Si, 1,05% Mn, 0,091% P,
Kalk 92% CaO, 0,75% SiO2, / = 0,75/92;
Kalk 92% CaO, 0,75% SiO2, / = 0,75/92;
angestrebt: t = 16000C, Mn hoch
P = max 0,025.
P = max 0,025.
Da das Mangan möglichst wenig verschlacken soll, wird eine Schlacke im unteren Grenzbereich des
Basengrades (2,8) der Kalksättigungslinie angestrebt,
wodurch der Eisenoxydgehalt der Schlacke mit 16% festgelegt ist
Durch Einsetzen der angestrebten Temperatur des Rohstahls ergibt sich aus (7a) bzw. (7b) KMn = 1,73585
bzw. JCp = 0,0014773.
Aus den Gleichungen (6) und (6a) mit je zwei Unbekannten erhält man die Werte für CaOn und SiO2
und damit aus Gleichung (5) den Wert für FeO, mit diesem aus Gleichung (lla) den Wert für S.
Die erste Durchrechnung ergab folgende Werte:
CaOn
SiO2
FeO
SiO2
FeO
64.4421 kg/t RE,
303796 kg/t RE,
10,8499 kg/t RE,
16% (Vorgabe),
303796 kg/t RE,
10,8499 kg/t RE,
16% (Vorgabe),
und durch Einsetzen in die Gleichungen (10a) bzw. (10b) Mnv = 0,439803% bzw. Pv = 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 Oxydationsfähigkeit der Schlacke dient eine Änderung des Düsenstandes, die sich aus
Gleichung (9) errechnen läßt; es wird daher die Lanzenausgangsstellung von 139 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
Kalkansatz errechnet sich zu 303796/ 0,92 = 33,02 kg/t RE.
Für diese Charge ergaben sich folgende Werte bzw, Ergebnisse:
Angestrebt Erhalten
Mnv
Pv
1600 C
0,40%
0,025%
1595 C
0,39%
0,023%
Bei dieser Schmelze kam es darauf an, einen niedriger Phosphorgehalt im Stahl zu erreichen, ohne daß dei
Mangangehalt einen Mindestwert unterschreitet. Ds nun die bei Referenzbedingungen maximal lösliche
Kalkmenge nicht ausreicht, um die gewünschte Ent phosphorung zu erreichen, muß die Löslichkeit durcr
Flußmittelgabe (Flußspat) erhöht werden. Es stand nui eine mindere Kalksorte mit 86% CaO, 1,05% SiO
(/ « 1,05/86) zur Verfügung. Die Ausgangsbedingunger
sind sonst dieselben wie beim Beispiel 1.
Einsatz:
Roheisen 0,40% Si11,08% Mn, 0,131% P;
Kalk 86% CaO, 1,05% SiO2, / - 1,05/86.
angestrebt: t - 16100C, mind. 0,25% Mn, max. 0,015% P.
angestrebt: t - 16100C, mind. 0,25% Mn, max. 0,015% P.
Die erste Durchrechnung wie im Beispiel 1 ergab folgende Werte;
*Mn - 1.66638,
K?
= 0.0013538,
CaOn - 47,5321 kg/t RE,
SiO2 = 11,5303 kg/t RE,
S
= 105,756 kg/t RE;
Mnv =0,251192%, Pv = 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 CaOn nicht erreichbar, mit der genannten SiOrMenge
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 2^7052% 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 »jcao von 0,840101, woraus sich ein
CaOges-Bedarf von 56,5791 kg/t RE und ein Kalksatz
(unter Berücksichtigung des CaO-Gehaltes des Kalks)
von
56,5791 · 100
86
= 65,8 kg/t RE
errechnen läßt Die Basizität ergibt sich zu 4,12238.
Für diese Charge ergaben sich folgende Werte bzw. Ergebnisse:
Mnv
Pv
161O0C
0,25%
0,015%
1615CC
0,27%
0,014%
angestrebten Stahltemperatur die ebenfalls auf die
der Eisenbegleiter und des Eisens ermittelt werden. Die
Claims (4)
1. Statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem Saucrstoffaufblaskonverter
zur Erzeugung von Tiefzieh- oder ähnlichen Qualitäten durch Bemessen des Kalksatzes pro
Charge derart, daß sich bei Einhaltung eines vorgegebenen Blasschemas eine Schlackenzusammensetzung
bei Blasende ergibt, die im Gleichgewicht zu der die angestrebte Sollanalyse aufweisenden
Stahlschmelze steht, wobei der erforderliche Kalksatz und die angestrebte Schlackenzusammensetzung
mittels eines Prozeßrechners, in dem die Chargenkenndaten des Schmelzbetriebes, die Menge
und Analyse und Temperatur des Roheisens und entsprechende Sollwerte des Rohstahles, die Analyse
des Kalks und die Menge und Analyse der übrigen Zuschläge sowie die Blasparameter gespeichert sind,
unter Berücksichtigung eines Kalkauflösungsfaktors berechnet werden, dadurch gekennzeichnet,
daß der Kalkauflösungsfaktor vom Prozeßrechner für jede Charge aus den Prozeßparametern,
nämlich dem CaO-Gesamtgehalt, dem SiOrGehalt,
dem MnO-Gehalt, dem Flußmittelgehalt der Schlakke und dem Ausgangsdüsenstand der Blaslanze über
dem Schmelzbad bei vorgegebenem Absenkschema berechnet wird.
2. Statisches Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß zusätzlich der P2C>5-Gehalt der
Schlacke zur Berechnung des Kalkauflösungsfaktors herangezogen wird.
3. Statisches Verfallen na_h Anspruch 1 und 2,
dadurch gekennzeichnet, daß die Rechnung mit geändertem Ausgangsdüsensta>s " und/oder Flußmit- ü
telsatz so lange wiederholt wird, bis der aufgrund des MnO-Gehaltes und der aufgrund des P2Os-Gehaltes
errechnete Kalksatz hinreichend ist.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die die Kalkauflösung
und die Oxydationsfähigkeit der Schlacke kennzeichnenden Größen in den den einzelnen Chargen
nachfolgenden Schlacken-, Sauerstoff-, Eisen- und Wärmebilanzen mitberücksichtigt werden, um einen
Trend erkennen und zu weiteren Korrekturen berücksichtigen zu können.
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
AT29374A AT336053B (de) | 1974-01-15 | 1974-01-15 | Statisches verfahren zur steuerung der frischreaktionen von stahlroheisen in einem sauerstoffaufblas- konverter |
Publications (3)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
DE2459449A1 DE2459449A1 (de) | 1975-07-17 |
DE2459449B2 true DE2459449B2 (de) | 1980-01-10 |
DE2459449C3 DE2459449C3 (de) | 1980-09-04 |
Family
ID=3486696
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
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DE2459449A Expired DE2459449C3 (de) | 1974-01-15 | 1974-12-16 | Statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem Sauerstoffaufblaskonverter zur Erzeugung von Tiefzieh- o.a. Qualitäten |
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