DE2459449C3

DE2459449C3 - Statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem Sauerstoffaufblaskonverter zur Erzeugung von Tiefzieh- o.a. Qualitäten

Info

Publication number: DE2459449C3
Application number: DE2459449A
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: 1980-09-04
Also published as: ES433459A1; BE824296A; BR7500280A; GB1500188A; DE2459449A1; PL94955B1; LU71623A1; ATA29374A; SE7415439L; RO66837A; JPS50103411A; AT336053B; FR2257688B1; DE2459449B2; FR2257688A1; CA1045823A

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 Einsatzmengen 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-SiO₂ und damit auch für das Gleichgewicht zwischen 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 dabei 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 2111 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 Tiefziehqup.'i täten) und die Roheisenanalyse (insbesondere das Verhältnis des Si-Mn) stark schwankt

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, den erforderlichen Kalksaiz 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, da3 der Kalkauflösungsfaktor vom Prozeßrechner für jede Charge aus den Prozeßparametern, Kdmlich dem CaO-Gesamtgehalt, dem SiO₂-GeHaIt, 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 jo 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-SiO₂ 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 4« Modell an sich ändernde Betriebsverhältnisse anpassen.

Vorausgesetzt wird hierbei, daß die Frischreaktionen der Eisenbegleiter an ihrem jeweiligen thermodynamischen Gleichgewichtszustand zum Stillstand kommen, wobei in der Praxis das Kriterium für das Aufhören der 4-, Reaktionen der Zusammenbruch der Flamme am Tiegelmund ist.

Falls das Blasende mit dem Erreichen des thermodynamischen Gleichgewichtes zusammenfällt, sind diejenigen Größen, welche den Gleichgewichtszustand kenn- -,0 zeichnen, 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 Endzusammenaetzung des Rohstahls bei bestimmter, ebenfalls angestrebter Temperatur. _b()

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 _h-, 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 erfindungsgemäß 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 (CaOg₁₃) ergibt den Kalkwirkungsgrad

Als Stellgrößen für die Kalkauflösung stehen der Kalksatz, die Fiußmittelmenge 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 Schlackenkomponenten, vor allem SiO₂ und MnO. Der Kalkwirkungsgrad η CaO kann demnach als eine empirische Funktion der Prozeßgrößen CaOg_e5, SiO₂ (SiO₂-Menge aus der Verschlackung des Si-Gehaltes des Roheisens, aus dem SiO₂-GehaIt des Kalks, des Flußmittels und der Mischerschlacke in kg/t Roheisen), MnO (aus der Verschlackung des Mn-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:

F,„,

₈, SiO₂,
11/CaO)

MnO, DStB,

(2)

(wobei Δη CaO einen Korrekturwert für η 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.

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 F i g. 1 ist rein schematisch der Verlauf der Kalkauflösung (die zu einem bestimmten Zeitpunkt gelöste Kalkmenge ist eine Funktion der Blasdauer te) als Ordinate über der Blaszeit fein Minuten als Abszisse für zwei verschiedene Betriebszustände dargestellt, wobei die obere Kurve dem Betriebszustand bei Referenzbedingungen entspricht.

In Fig. 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

und 2 eine Parallelverschiebung (untere Kurven in F i g. 1 und 2).

Aus den F i g. 1 und 2 ist ersichtlich, daß die Kalkauflösungsgeschwindigkeit

als Ordinal? 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 Ai" 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

10

20

als Ordinate über dem Logarithmus des gesamten Eisenoxydes der Schlacke (log (FeO)) als Abszisse dargestellt Die Geraden A₂, A₂' und A₂" der Phosphorverteilung verlaufen der Theorie entsprechend fünfmal steiler als diejenigen der Manganverteilung. Die mittlere Gerade A₂ 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

[Mn] + (FeO) ==* (MnO) + [Fe] bzw. des Phosphors entsprechend der Gleichung

[P₂] + 5(FeO) =ξ=^(P₂O₅) + 5[Fe] .

Wie aus F i g. 1 ersichtlich ist, verläuft 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 durch Dikalziumsilikat-Schalen, welche sich um die Kaiksiückchen 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. Werden diese Kurven nach der Zeit differenziert, erhält man einen Zusammenhang zwischen der Auflösungsgeschwindigkeit des Kalks

und der Blaszeit entsprechend Fig.2. Wenn sich die Blasbedingungen und damit die Bedingungen für die Kalkauflösung ändern, erfahren die Kurven der Fig. 1

65 I (CaOn) Ii

(kg/t ■ min)

bei Blasbeginn proportional der bei Blasende erreichten Kalkauflösung (bei annähernd gleichbleibender Blaszeit) ist, da die beiden Ordinaten der Rechtecke in F i g. 2 proportional den Steigungen der Tangenten in F i g. 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 andererseits 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 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 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:

dCaOw dt

dCaOjc dt

= K₁ ■ (CaO) ■ (SiO₂)

für Wollastonit (CaO_w)

= K₂ (CaO)² (SiO₂)

für Kaiziumorthosiiikat (CaOk).

Letzteres liegt 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:

= X₁ - (CaO) · (SiQ₂)-K₂ ■ (CaO)² · (SiO₂).

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 funktioneilen Abhängigkeit des Kalkwirkungsgrades η CaO erfolgt nach praktischen Erfahrungen am besten an Hand der Manganverschlakkung (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

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

bzw.

10

log K₁.=

f + 273,15

12857
i + 273,15

-3,10085 (7a)
-9,6937. (7 b)

(MnO)

^Km" [Mn] · (FeO)
(MnO)

[Mn]

= Km₁₁-(FeO).

Die Kalksättigungslinie im System
(CaO) - (FeO) - (SiO₂)

ist im interessierenden Bereich beschreibbar durch die Formel

CaO_n , _η _Λ (CaO)

(FeO) = A

SiO₂

B = A-

(SiO₂)

+ B, (5)

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.)

Die Kombination von (4) und (5) liefert die im Gleichgewichtszustand aufgelöste Kalkmenge CaOn:

CaO_n =

(FeO)-B

SiO₂ =

(MnO)

[Mn] ' K Mn

-B

In diesen Gleichungen bedeuten:

Kmt, die Gleichgewichtskonstante für die Manganverschlackung (temperaturabhängig);

(MnO) MnO-Gehalt der Schlacke in %;

[Mn] den Mn-Gehalt des Bades in % bei Blasende - [Mn_v];

(FeO), (CaO) und (SiO₂)

den FeO-, CaO- bzw. SiO_rGehalt der Schlacke im System (CaO)-(FeO)-(SiO₂) in %;

A, B die Konstanten der Kalksättigungslinie.

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

SiO₂ = 2,45(21,4Si_R + CaO₁, -/)⁰·⁷(kg/t_RE)

(6a)

(worin Sir den Si-Gehalt des Roheisens und / den Verhältnisfaktor % SiO₂ zu % CaO im Kalk bedeutet).

Alle anderen Größen können aus der Schlacken- und Rohstahlanalyse entnommen werden. Das analytisch !5 ermittelte oxydische Eisen der Schlacke wird dabei vollkommen auf FeO umgerechnet:

(FeO)= 1,29(Fe).

Die solcherart ermittelten aufgelösten Kalkmengen und Kalkwirkungsgrade einer Anzahl von Chargen (4) 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 Bestimmtheitsmaß und erhärtet die Berechtigung des Ansatzes.

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

CaO_n = CaOges · ,, = CaO_gCs (0,125 SiO₂
-0,00124 CaOges · SiO₂ +0,187 Mn_R-0,02+ I,,)

(für Referenzbedingungen gilt Δη = 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 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 erfindungsgeroäß einen bestimmten Gleich^ewichtszustEnd einstellt Für 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 berücksichtigt werden.

Diese Vorgangsweise sei an Hand der Flußmittelsätze theoretisch begründet:

SiO₂

(6)

030 236/243

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 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_vdie Körnung) enthält, und so in die Berechnung des Kalkwirkungsgrades eingehen.

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

A₁, = 0,025 Fm.

(8)

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 Fig.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 (a FeO = 1) anzusehen. Eine Änderung der Oxydationsfähigkeit kann man berücksichtigen, indem man (FeO) mit einem Faktor otFeO multipliziert Dieser Faktor «fco ist ein Scharparameter, der der unterschiedlichen Oxydationsfähigkeit 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 «fco vom Ausgangslanzenstand DSiS{m über Bad) ergeben:

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.

ίο 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 auf die Lage der Kalksättigungslinie im System (CaO)-(FeO)-(SiO₂) kann dagegen vernachlässigt werden.

Die Oxydationsfähigkeit der Schlacke braucht nicht als mathematische Funktion vorliegen, sondern kann auch als Tabelle oder als Schar von Funktionen (etwa für jedes Lanzen-Absenkschema eine Funktion) vorliegen. 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) (P₂O₅)

[MM ^und T1\F

enthalten im Nenner die Konzentration im Bad, im 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.

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) 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 Gleichungen für die Mangan- und die Phosphorverschlackung:

(MnO)

bzw.

(P₂O₅)

«i-co= 1,824(1,39-DSiB)+ I

(9) •aßt sich dieses Schlackengewicht aufgrund der folgenden Gleichungen berechnen:

(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 und die einer Änderung der Oxydationsfähigkeit zugeordnete Parallelverschiebung fünfmal so groß wie bei der Manganverschlackung, da bei der Verschlackung des

(Mn_R-Mn_v) _
[Mn_v] ~

100

: IVInO)

bzw.

TI₉(Pr-Pv).

— [Pv]² "

A ₌ ( ^P2°S)

100 [P_v]²

[Mn_v]

(10a) (10b)

Erleichterungen bringt die Erfahrungstatsache, daß die Summe der analytisch ermittelten Konzentrationen von (CaO), (SiO₂) und (FeO) in der Schlacke bei

gegebener Rohstofflage in guter Näherung konstant ist und 80% beträgt. Damit kann man das fehlende Schlackengewicht in den obigen Gleichungen 10a und 10b durch die folgende Gleichung (11) ersetzen:

(CaO) +
woraus folgt:

Konstant (ca. 80%),

CaO₁₁+ SiO₂
80-(FeO)

(Ha)

IO

In diesen Gleichungen bedeuten:

R, Pr Mangan- bzw. Phosphorgehalt im Roheisen

Μην, Fv Mangan- bzw. Phosphorgehalt in der Vorprobe (angestrebte Sollwerte, Rechengrößen) (%);

5 Schlackengewicht (kg/t Roheisen);

Κμπ, Κ? Gleichgewichtskonstanten für Mn- und P-Verschlackung;

(FeO)w wirksamer FeO-Gehalt der Schlacke (%); wobei die folgende Beziehung gilt:

(FeO)w = «fco · (FeO). _Ί.

Da die Menge SiO₂ aus der SKVBilanz (Gleichung 6a) bekannt ist, kann man aus Gleichung (Ha) zusammen mit Gleichung (4) die für die Verschlackung erforderliche Menge gelösten Kalkes (CaOn) bei Referenzbedingungen: jo

(FeO)w = (FeO),

ermitteln, der man nach Gleichung (2) bzw. (2') einen Kalksatz zuordnet Änderungen der Oxydationsfähigkeit der Schlacke und des Kalkwirkungsgrades (z. B. r, 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 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 4> 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 w des flüssigen Stahles erreicht wird als mit bekannten statischen Steuerungssystemen, Die Erfahrung zeigte, daß die erforderliche 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 bo 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 erreich- b5 ten 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 Oxydationsfähigkeit der Schlakke, 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 Zuschlägen.

Ausführungsbeispiele

In allen drei Beispielen handelt es sich um die Herstellung niedriggekohlter Stähle (zirka 0,05% C) in einem Tiegei mit der Nennleistung von 501. 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 160Nm³/min, an Zuschlägen wurden jeweils 1,7 kg Flußspat pro Tonne Roheisen und 7 kg Schlackengranulat gegeben.

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% Mn, 0,096% P;

Kalk 92% CaO, 0,75% SiO₂ (/ = 0,75/92);
angestrebt: 032%Mn_v,0,015% Pv, f = 1610⁰C.

Es werden die folgenden Gleichungen benötigt:

logK_Mn =6257/(1+ 273.15)-3,10085 (7a) log K₁. = 12857/(i + 273,15) -9,6437 (7b)

SiO₂ = 2,45(21,4SiR+ CaOn -/)"·⁷ (6a)

12.9(Mn_R-Mnv)/Mn_v = K_Mn (FeO)_w -S/100

22,9(P_H- P_V)/P² _V= Kp-(FeO)^ · S/100

(FeO) = (22,8 · CaO/SiO₂ - 63,8) · 0,8 (5)

S= 100(CaO_n + SiO₂)/(80 - (FeO)). (Ha)

Durch Einsetzen der angestrebten Temperatur des Rohstahls ergibt sich aus (7a) bzw. (7b) K_Mn = 1,66638 bzw. Kp = 0,0188949. Die Durchrechnung erfolgt nun auf folgende Weise:

Zuerst wird für den Wert CaOn ein mittlerer Erfahrungswert innerhalb eines bekannten Intervalls angenommen und in Gleichung (6a) eingesetzt, woraus sich ein Rechenwert für S1O2 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 = 20^585% in der Schlacke,

S = 90,0325 kg Schlacke/t RE.

Durch Einsetzen dieser Werte in Gleichung (10a) bzw. (10b) erhält man die Werte für Mn_v = 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,

S = 95,3127 kg Schlacke/t RE.

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

Die sich einstellende Basizität der Schlacke errechnet sich zu

20

CaO_n
SiO₂

= 4,0565

30

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^r) folgt für η CaO = 0,82386 der Wert für CaO_ges 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

Mn_v
Pv

1610°
0,29%
0,015%

1608°
0,28%
0,014%

Einsatz:

Roheisen 038% Si, 1,05% Mn, 0,091% P,
Kalk 92% CaO, 0,75% SiO₂, / = 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 Kalksättigungslinie angestrebt, wodurch der Eisenoxydgehalt der Schlacke mit 16% festgelegt ist

Durch Einsetzen der angestrebten Temperatur des Rohstahls ergibt sich aus (7a) bzw. (7b) K_Ua = 1,73585 bzw. Κ? = 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:

S = 64,4421 kg/t RE,

CaO_n = 303796 kg/t RE,

SiO₂ = 10,8499 kg/t RE,

FeO = 16%_vVorgabe),

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 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 Kalkansatz errechnet sich zu 303796/ 0,92 - 33,02 kg/t RE

Für diese Charge ergaben sich folgende Werte bzw. Ergebnisse:

50

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.

Die Ausgangsbedingungen sind dieselben wie beim Beispiel 1.

55

60

65 Angestrebt Erhalten

/ 1600X 1595^CC

Mn_v 0,40% 0,39%

Pv 0,025% 0,023%

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% CaO, 1,05% SiO₂ (/ - 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:

= 1,66638,

= 0,0013538,

= 47,5321 kg/t RE,

= 11,5303 kg/t RE,

= 24,1522% in der Schlacke,

= 105,756 kg/t RE;

= 0,251192%, Pv = 0,015%.

(unter Berücksichtigung des CaO-Gehaltes des Kalks) von

CaO_n SiO₂ FeO S

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:

IO

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 SiO^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 2^7052% 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 ijcao von 0,840101, woraus sich ein CaOges-Bedarf von 56,5791 kg/t RE und ein Kalksatz

Angestrebt Erhalten

161O⁰C	1615X
0,25%	0,27%
0,015%	0,014%

Mn_v

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.

Hierzu 2 Blatt Zeichnungen

Claims

Patentansprüche:

1. Statisches Verfahren zum Steuern der Frischreaktion von Roheisen in einem Sauerstoffaufblaskon- verter 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 Gleichge- wicht 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 Rchstahles, die Analyse ties Kalks und die Menge und Anal; se 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 SiO₂-Gehalt, dem MnO-Gehalt, dem FluBmittelgehalt 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 P₂O₅-Gehalt der Schlacke zur Berechnung des Kalkauflösungsfaktors herangezogen wird.

3. Statisches Verfahren nach Anspruch 1 und 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Rechnung mit geändertem Ausgangsdüsenstand und/oder Flußmittelsatz so lange wiederholt wird, bis der aufgrund des MnO-Gehaltes und der aufgrund des P₂O₅-GehaItes 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.