DE2730599A1 - Verfahren zur steuerung eines stahlfrischprozesses fuer staehle mit einem c-gehalt im bereich von 0,1 bis 0,8 gew. - Google Patents

Description

Vereinigte Österreichische Eisen- und Stahlwerke - Alpine Montan Aktiengesellschaft in Wien (Österreich)

Verfahren zur Steuerung eines Stahlfrischprozesses für Stähle mit einem C-Gehalt im Bereich von 0,1 bis 0,8 Gew.-%

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Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Steuerung eines Stahlfrischprozesses für Stähle mit einem C-Gehalt im Bereich von 0,1 bis 0,8 Gew.-%, bei welchem der gewünschte Dad-End-C-Gehalt und die Badendtemperatur bei Erreichen des Blaseendzeitpunktes direkt angesteuert werden, Mit den bisher bekannten Verfahren zur Steuerung eines Stahlfrischprozesses konnte die Tiegelvorschreibung in Bezug auf den Bad-End-C-Gehalt nur bei niedrigen C-Gehalten relativ genau getroffen werden. Bei mittel bis höher gekohlten Stahlqualitäten wurde bei den bekannten Steuerverfahren zumeist so vorgegangen, daß zunächst auf niedrige Bad-C-Gehalte gefrischt wurde und das Bad anschließend auf den gewünschten End-C-Gehalt aufgekohlt wurde. Diese Vorgangsweise zur Erzeugung von Stählen (Bad-End-C-Gehalt > 0,1 %) bietet einerseits vor allem bei Stählen mit C-End > O,5 % nur begrenzte Möglichkeiten, den gewünschten End-C-Gehalt mit ausreichender Sicherheit einzustellen, zusätzlich ist eine derartige Erzeugungsstrategie für alle C-Bereiche mit einer erheblichen Verminderung der Wirtschaftlichkeit des Frischverfahrens verbunden (vermindertes Ausbringen durch erhöhte Fe-Verschlackung, erhöhter Ausmauerungsverschleiß, erhöhte Blase- und Chargenzeiten,..).

Um die Nachteile des "Aufkohlens" zu vermeiden, wird versucht, ein "Abfangen" des laufenden Frischprozesses bei dem gewünschten Bad-C-Gehalt durchzuführen; bei rein manueller Fahrweise führt dies allerdings zu nicht tolerierbaren geringen Treffsicherheiten.

Die Erfindung hat die Aufgabe, diese Nachteile zu vermeiden und ein Steuerverfahren zu schaffen, mit welchem Stähle mit einem C-Gehalt im Bereich von 0,1 bis 0,8 Gew.-% direkt angesteuert werden und Nachbehandlungen vermieden werden. Die Erfindung ist hiezu im wesentlichen dadurch gekennzeichnet, daß der Blaseverlauf in drei unmittelbar aneinander anschließende Phasen unterteilt wird, über welche der Blassauerstofl'jeweils konstant gehalten wird, wobei die Dauer der 1. Blasephase im wesentlichen in Abhängigkeit von der Roheisenanalyse und vom Sauerstoff-Durchfluß ge-

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wählt wird und bei höherem Si- und Mn-Gehalt langer und bei höherem Sauerstoff-Durchfluß kurzer bemessen wird, worauf am Ende dieser 1. Blasephase bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren die Lanze abgesenkt wird, wobei alle Zuschläge wie beispielsweise Kalk, Erz und Flußmittel spätestens bis zum Ende dieser 1. Blasephase zugesetzt werden, und Kalk in einer Menge -zugesetzt wird, welche unter Berücksichtigung des konstanten Sauerstoff-Flusses am Ende der 2. Blasephase,deren Dauer durch den Sauerstoff-Fluß bestimmt ist und mit höherem Sauerstoff-Fluß kürzer bemessen wird, Kalksättigung bzw. Dicalzlumsilikatsättlgung der Schlacke ergibt, wobei eine Schlackenbasizitat von wenigstens 2 £4 und eine Mindestsctilackenmenge von 50 kg/t Roheisen angesteuert wird und der P-Gehalt im Rohstahl auf höchstens 0,0'* Gew.-% und der Mn-Gehalt im Hohstahl auf mindestens 0,2 Gew.-% gehalten wird, worauf die Lanzenstellung bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren am Ende dieser 2. Blasephase neuerlich verändert wird und daß die Dauer der anschließenden 3. Blasephase unter Berücksichtigung des konstanten Sauerstoff-Flusses in Abhängigkeit vom gewünschten End-C-Gehalt und der gewünschten Badendtemperatur gewählt wird, wobei zur Erzielung höher gekohlter Stähle die Charge bereits während der 2. Blasephase abgefangen wird, Die erfindungsgeraäOen Maßnahmen erlauben unter Zugrundelegung einer mathematisch-analytischen Prozeßbeschreibung eine Verfahrenssteuerung, bei welcher die durchgeführten Steuermaßnahmen im wesentlichen die Vorgabe des Blase-Endzeitpunktes bei einem gewünschten Bad-End-C-Gehalt, die Vorgabe des chargenspezifisch optimalen Blassauerstoff-Durchflusses bzw. dessen zeitlichen Verlaufs über die Blasezeit, die Vorgabe der für die Ansteuerung einer chargenspezifisch optimalen End-Schlackenzusammensetzung notwendigen Zuschlagstoffmengen, die Vorgabe der Zugabe-Zeitsequenz von Zuschlagstoffen, die Vorgabe der für die gewünschte Bad-Endtemperatur erforderlichen Kühlmittelmengen und bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren die Vorgabe des jeweils wirkungsvollsten Lanzenabsenkschemas umfassen.

Dadurch, daß der Blaseverlauf in drei unmittelbar aneinander anschließende Phasen unterteilt wird, welche

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ohne Unterbrechung ineinander übergehen, wobei für jede dieser Blasephasen charakteristische Bad- und Schlackeneigenschaften gelten, ist es möglich, die Steuermaßnahmen so zu setzen, daß den tatsächlichen thermo-dynamisehen und chemischen Verhältnissen im Bad und Schlacke in optimaler Weise Rechnung getragen wird.

Gemäß einer bevorzugten Ausführungsform des erfindungsgemäßen Verfahrens wird der spezifische Blassauerstoff-Fluß zwischen 150 bis 350 Nm /h Roheisen konstant gehalten und die Dauer der 1. Blasephase in Abhängigkeit von der Roheisenanalyse und dem Sauerstoff-Durchfluß mit zunehmendem Si- und Mn-Gehalt langer und mit zunehmendem spezifischen Blassauerstoff-Fluß kurzer bemessen.

In einfacher Weise wird hiebe! so vorgegangen, daß die Dauer der 1. Blasephase nach folgender Beziehung

t_A = + 2,75.Si_R + O,64.Mn_u + 0,43

bemessen wird, wobei t. die Dauer der 1. Blasephase in Minuten, VO. den spezifischen Blassauerstoff-Fluß in Nnr/h,tRE, Si_n den Si-Gehalt im Roheisen in % und Mn₁₁ den

K Il

Mn-Gehalt im Roheisen in % bedeutet. Die Zuschlagszugabe soll hiebe! spätestens nach einer Zeitdauer vom Blasebeginn, welche mit zunehmendem Sauerstoff-Fluß, Sauerstoff-Druck und dem Tiegel innendurchmesser zunimmt und mit dem Düsendurchmesser, der Düsenzahl und dem Chargengewicht abnimmt, beendet werden, wobei der Zeitpunkt für die Beendigung der Zuschlagszugabe nach folgender Beziehung bemessen

1,2.10* . V_n . DJ*

•^MSt -^Dkr -⁽-°

wobei T₁ die maximale Dauer der Zuschlagszugabe in Minuten, gerechnet vom Blasebeginn, bezeichnet und t die Gesamtblase-

S 3 / zeit in Minuten, v_Q den Blassauerstoff-Fluß in Nnr/min, % den Tiegelinnendurchmesser in Metern, N die Anzahl der Düsen, Mg. die Rohstahlmenge in Tonnen, D. den engsten DU-sendurchmesser in Millimetern und P₁ den Sauerstoff-Druck in Atmosphären bezeichnet.

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Die 2. Blasephaso vird erfindungsgemäß bei einem C-Gehalt von etw* C_Rr = 0,206+ VO₂°·¹⁵ in Gew.-# beendet. Vorzugsweise vird die Dauer der Dlasephase 2 in Abhängigkeit vom angestrebten End-C-Gehalt gewählt, wobei die Charge bei einem C-Endwert von weniger als dem für die 2. Blasephase kritischen C-Endwert nach einer Zeit von C _ C

A kr
t_ß = » worin t_ß die Dauer der Blasephase, C. den

2 Bad-C-Gehalt am Beginn der Blasephase 2 und

K„ die Entkohlungsgeschwindigkeit in der 2. Blasephase in Gew.-%/min bedeuten, in die 3. Blasephase übergeht, während die Charge bei einer Bad-C-Vorschreibung (C ), welche größer ist als C. , nach einer Zeit von ^c. - C ^_n

^K2

in Minuten abgefangen wird, wobei die Zeitangabe jeweils vom Beginn der 2. Blasephase an, d.h.nach Ablauf von t_A gelten. Die Entkohlungsgeschwindigkeit K₂ ist vom spezifischen Sauerstoff-Durchfluß abhängig und beträgt K„=l,35.10~^«V0₂. Sie stellt über den gesamten Frischprozeßverlauf gesehen, die maximale Entkohlungsgeschwindigkeit dar. Der C-Gehalt am Beginn der 2. Blasephase ist durch die Beziehung C_A=C_D-

A η

-O,465#K₂*t_A gegeben, worin C_R den C-Gehalt im Roheisen bedeutet.

Für den Fall, daß der gewünschte End-C-Gehalt des Bades kleiner ist als der kritische C-Gehalt für den Übergang der Charge aus der 2. Blasephase in die 3. Blasephase, wird die Dauer der 3. Blasephase in Abhängigkeit vom Sauerstoff-Fluß gewählt.

Vorzugsweise wird die Dauer der Blasephase 3 (t ) in Minuten in Übereinstimmung mit folgender Gleichung bemessen

,073B.10⁵ 4,228.IQ⁵

Hiebei soll der Sauerstoff-Fluß im wesentlichen in Abhängigkeit vom Gesamtsauerstoffbedarf, der Roheisenanalyse und der Roheisenmenge gewählt werden.

Vorzugsweise wird der optimale Blassauerstoff-Fluß je Charge für C_y < C_fcr mit

0,B5 0,15

0 -5,528.n_ tr,37B5.Pl_ . v/ . - C . M_e ο ' Re Re om R Re

0
ο

V= _

_ 9,3.10 .ADVCA

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und für C_y > C_kr mit

O -5, 528. PI !

w - 9 ^{R b} + -2

ο A 9,3.10 .ADUCA :

bemessen, worin 0 den Gesamtsauerstoffbedarf, M_n die

g Re

Rohe i senmenge,

+ ν

A = 1,471.Si_n + O,3ⁱ»2.Mn_R + 0,23, und

bedeutet, wobei ν . und ν die anlagenspezifischen Grenzwerte für den Blassauerstoff-Fluß darstellen, und wobei ADVC einen Anpassungsfaktor darstellt, mit welchem beim Sauerstoff-Aufblasverfahren die reale Entkohlungsgeschwindigkeit (K₂) in der Blasephase 2 in Abhängigkeit von der Lanzenstellung berücksichtigt wird.

Bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren wird auch die Lanze in Abhängigkeit von den einzelnen Blasephasen jeweils am Ende der einzelnen Blasephasen verstellt, wobei die Lanzenstellung während der 1. Blasephase nach der Beziehung

^Ll ^{= D}kr · Ί^ ■· (-°»²75 - P₁ ² + 6,1 . P₁ - 5,5).1O~³

gewählt wird, wobei L. den Abstand in Metern von der Badoberfläche angibt und D. , N und p. die oben angeführten Bedeutungen haben und zu Beginn der 2. Blasephase auf einen Abstand abgesenkt wird, welcher in Abhängigkeit vom Sauerstoff-Fluß, dem TiegelInnendurchmesser, der Düsenzahl, dem Badgewicht und der Schlackenmenge gewählt wird. Vorzugswelse wird hiebei so vorgegangen, daß die Lanzenstellung zu Beginn der 2. Blasephase nach folgender Beziehung gewählt wird:

„.

60

q = 2 Ö~

^T 709686/0618

wobei M_c- die Schlackenmengc in Tonnen bezeichnet und die übrigen Variablen die oben angeführten Bedeutungen haben.

Am Beginn der 3. Blasephase wird die Lanzenstellung neuerlich verändert und um einen Betrag in Abhängigkeit vom End-C-Gehalt, dem spezifischen Sauerstoff-Flufl, dem Badgewicht und dem Tiegel innendurchmesser, ausgehend von der Lanzenstellung während der 2. Blasephase je nach dem angestrebten Bad-End-C-Gehalt angehoben oder abgesenkt. Hiebei wird vorzugsweise die Lanze am Beginn der 3. Blasephase um einen Betrag

10³ (C C)

i/o/'⁹⁶

in Metern angehoben oder abgesenkt. Ein Anheben der Lanze kommt hiebei bei mittelgekohlten Stählen in Betracht, wogegen die Lanze für niedrig gekohlte Stähle abgesenkt wird.

Die Erfindung wird nachfolgend an Hand von schematischen ' Darstellungen des prinzipiellen Blasverlaufes näher erläutert. Fig.l zeigt die Veränderung der Entkohlungsgeschwlndigkeit mit der Blasezeit, Fig.2 die Veränderung des C-Gehaltes mit der Blasezeit, Fig.3 und k den kennzeichnenden Verlauf der Konzentration charakteristischer Schlackenbestandteile über die Blasezeit, Fig.5 den Verlauf der Badtemperatur über die Blasezeit, Fig.6 die Entkohlungsgeschwlndigkeit bei verschiedenen Sauerstoff-Durchflüssen, Fig.7 den schematischen Verlauf der Schlackenkonzentrationswege im quasiternären System (CaO)' - (FeO)¹ - (SiO-)¹, Fig.8 die Abhängigkeit der Gesamtblasezeit vom Blassauerstoff-Fluß und Fig.9 den Verlauf der FeO-Konzentration der Schladffi in Abhängigkeit von Blassaue rs to f f-Flufl.

In Blasphase I steht neben dem vollständigen Si-Abbrand die Ansteuerung der geforderten Mn- und P-Verschlakkung bei Bildung einer flüssigen Schlacke ausreichender Menge mit bestimmtem FeO-Gehalt und entsprechender Kalkauflösung im Vordergrund. Ziel der erfindungsgemäflen Verfahrenssteuerung ist es daher, die Schlackenzusammensetzung mit Ende der 1. Blasephase, basierend auf dem für die geforderte Mn- und P-Verschlackung erforderlichen FeO-Gehalt, bereits nahe an den Bereich der Kalksättigung zu steuern, in dem auf Grund der maximalen CaO-Aktivitat die besten metal-

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lurgischen und auch wirtschaftlichen Frischbedingungen herrschen. Für diese 1. Blasephase ist die Entkohlungs-

beschleunigung k. (%/min ) charakteristisch, welche eine

Funktion des Si· und Mn-Gehaltes im Roheisen, des ν ,

des Lanzenabstandes, der Kalklösung und des J RE darstellt.

In Blasephase II, dem Abschnitt der maximalen Entkohlung, wird der aufgeblasene Sauerstoff nahezu vollständig für die C-Oxidation verbraucht, die Entkohlungsgeschwindigkeit wird überwiegend von dem in der Zeiteinheit zur Verfugung gestellten spezifischen Sauerstoffvolumen ( = Sauerstoffdurchfluß/to Roheisen) gesteuert. Da der FeO-Gehalt der Schlacke in diesem Abschnitt weitgehend konstant bleibt, wird auch die weitere Kalkauflösung deutlich gebremst. Ein weiteres Ziel der Verfahrenssteuerung dieser Blasephase ist es daher, möglichst früh den Zustand der Kalksättigung der Tiegelschlacke und eine vollständige Auflösung der zugesetzten Kühlroittelmengen zu erreichen. Die Geschwindigkeitskonstante I^ (%Ain)ist hiebei im wesentlichen eine Funktion un ν, Μ» und dem Lanzenabstand.

Ab einem chargenspezifischen Bad-C-Gehalt (C, ) wird die Blasephase III eingeleitet, in der als geschwindigkeitsbestimroender Schritt der C-Oxidation die Sauerstoff-Zufuhr von der C-Diffusion abgelöst wird, d.h., nur ein Teil des zugeführten Blassauerstoffs wird für den C-Abbrand verwendet, der Rest-Sauerstoff führt zu einer neuerlichen Fe-Oxidation, verbunden mit einer verstärkten Kalklösung und erhöhter Temperaturzunahme des Stahlbades. In diesem Blaseabschnitt gilt es, die durch Fe-Oxidation entstehenden Abbrandverluste des Metallbades bei gleichzeitigem Treffen der vorgeschriebenen End-Bad-C- und -Temperaturwerte zu minimieren. Die für diese 3. Blasephase kennzeichnende Entkohlungsverzögerung k, (%/min ) ist wiederum eine Funktion von ν , M_R und den Lanzenabstand . ν ist jeweils die Menge des Blassauerstoffes in Nm /Zeit. Die aus dem charakteristischen Frischverlauf resultierenden erfindungsgemäßen Steuermaßnahmen von "Fangchargen" betreffen neben der Vorgabe der Einsatzstoffmengen die Vorgabe des Blase-Endzeit-Punktes, die Vorgabe des zeitlichen Verlaufs des Blassauerstoff-Durchflusses, die Vorgabe des zeitlichen Verlaufs der

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Lanzenstellung (bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren) und die Vorgabe der Zeitsequenz der Zuschlagstoff-Zugabe.

Die den Steuerungsmaünahmen zugrundegelegten Berechnungsstrategien können deutlich unterschieden werden nach dem geforderten Bad-End-C-Gehalt C :

^{1 C}v > ^Ckr ^{11 C}v < ^Ckr

I: Für End-C-Gehalte, die größer als der charakteristische 'kritische' C-Gehalt sind, ergibt sich der folgende Berechnungsgang :

Schlackenbilanz Eisen-, Sauerstoff-, Wärmebilanz

ν -Optimierung

Lanzenabsenkschema Zuschlägesequenz

II: Für End-C-Gehalte, die kleiner als der kritische C-Gehalt sind:

Schlackenbilanz Eisen-, Sauerstoff-, Wärmebilanz Korrektur der Sauerstoff-Bilanz

ν (I+Il)-Optimierung

Korrektur der Schlacken-, Eisen-, Sauerstoff-, Wärmebilanz

ν (III)-Optimierung

Lanzenabsenkschema Zuschlägesequenz

Als Ausgangspunkt der Berechnungen dient der mit Blasephase II anzusteuernde Zustand der Tiegelschlacke im Bereich der Kalk-bzw. DicalciumsUfltatsattgix^derdurch die geforderte Mn- und P-Verschlackung fixiert wird.

Schlackenzusammensetzung/..ν= f [kai ksätt igung, FeO^Mn, ^

Der schematische Verlauf der Schlackenkonzentrationswege im quasiternären System (CaO)· - FeO)' - (SiO₂)' ist hiebe! In Fig. 7 dargestellt.

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Die jeweils gelöste Kalkmenge ergibt sich unter Berücksichtigung des zeitlichen Kalkauflöseverhaltens zu:

a) Cv < C_Kr KA_(Cv)= KA_{Kr +} . (C_Kr - C_v)²

b) Cv>C_Kr KA(Cv)=KAKr Ug/to)

_Kr

z_n ν ^(Cv)

spezifischer gelöster KaIk-()

satz (Cv)

KA

Fi spezifischer gelöster Kalksatz (C_y = C_Fl) C^Ca°min

ΚΑ« spezifischer gelöster Kalksatz (C_v = C_Krj C^aOeir

Cj. Bad-C-Gehalt bei Beginn Blaseperiode III Cp₁ Bad-C-Gehalt für

(Cp₁ 1 0.05) %

C_y Soll-End-C-Gehalt

¹SFi' ^Kr Verhältnis gelöster/gesetzter

Kalk bei C = C„, bzw. C = C_v

VrI V JvI

CaO . metallurgisch minimal erforderlicher Kalksatz

Da der genaue Wert von C„ erst nach Vorliegen des optimalen ν ermittelt werden kann, wird vorerst unter der

Annahme C„ > C₁. mit dem Wert KA₁. gerechnet, spätere Abv Kr Kr

weichungen werden in einer Korrektur der Schlackenbilanz berücksichtigt.

Die nachfolgenden Bilanzen (Fe-, ®n~* Warenbilanz) werden in einem ersten Durchlauf unter der Annahme gerechnet, daß C > C„ , d.h., daß bei Prozeßende die in der Schlackenbilanz ermittelte Schlackenanalyse und -menge nach Blasephase II vorliegt.

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Mit dem auf diese Weise ermittelten Wert des Gesamt-Blassauerstoffbedarfs wird die Optimierung des Sauerstoff-Durchflusses für die Phasenl und II angesteuert. Die Verhältnisse werden in Fig. 6 naher erläutert. Es gelten die nachfolgenden Beziehungen;

ges ν

*B ■ ^f(tA' ^k2' ^f*' ^CKr>

„, 0)!_t (2)

Bedinqunq: t ^v ' - t ^{v 7}; durch ν -Variation erfüllt '■ ^- gos ges O

0 _es O₂-Bedarf It. statischer (^-Bilanz (Nm )

ν O -Durchfluß (Nm /min)

k., k-, t., C^ .. Parameter C-Abbrand

f* Faktor zur Berücksichtigung der Abweichung

de

vom linearen Verlauf —♦ t in Phase I

dt

t_ Blasezeit in Phase II min

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-11-

4*

Durch den erfindungsgemöß optimierten C^-Fluß (Phose I + II) wird sichergestellt, daß neben der gewünschten Entkohlung auch jene Schlackenzusammensetzung in Phase II (im besonderen der FeO-Gehalt) angesteuert wird, die die gewünschte Mn- und P-Verschlackung (Priorität P-Verschlackung) zur Folge hat.

Liegt der Soll-End-C-Gehalt über dem C-Wert, der das Ende von Blasephase II charakterisiert (=C ), ist damit die ν -Optimierung abgeschlossen, ansonsten muß die Schleife (v (i+Il)- Optimierung-«-»-Korrektur Eisen-, Sauerstoff-, Wörmebilanz) bis zur ausreichenden Angleichung mehrmals durchlaufen werden.

FUr End-C-Gehalte kleiner als C„ muß nun auch für die zugehörige Blasephose III der optimale Blas- O -Fluß angesteuert werden. Der in Blasephase III zugeführte Blassauerstoff wird nur zu einem Teil fUr die mit abnehmender Geschwindigkeit verlaufende Entkohlung verbraucht, ein wesentlicher Anteil führt gleichzeitig zu einer Fe-Oxidation. Dies wird in den Fig. 1 und 4 veranschaulicht.

Wie aus Fig. 8 ersichtlich ist, führt ein steigendes Blassauerstoffangebot wohl insgesamt zu verringerten Blasezeiten, dieser Effekt wird aber zunehmend abgeschwächt, da die Geschwindigkeitszunahme der Badreaktionen der Geschwindigkeitszunahme der Og-Strömung nur gedämpft folgt. Zusätzlich ist unterhalb und oberhalb eines bestimmten Sauerstoff-Flusses mit steigenden Ausbringirgsverlusten durch verstärkten Fe-Abbrand in die Schlacke zu rechnen,wie dies in Fig. 9 ersichtlich ist.

Ein optimaler Blassauerstoff-Fluß in Blasephase III muß daher den wirtschaftlich sinnvollen Kompromiß zwischen Blasezeit und Ausbringen ergeben.

Bedingung; v_{q #} t_c - ΔΟ₂ (AC)-} Minimum; durch v_Q- Variation erfüllt

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- 12 -

ν 0_o-Fluß (Nm³/min)

ο Z.

t_c Blasezeit in Phase III (min)

Δ O₀ (AC) 0_o-Bedarf für (Cj-^C ) Nm³

Δ z Kr ν

Zur entsprechenden Korrektur müssen die Schlacken-, Eisen-, Sauerstoff- und Wärroebilanz neuerlich aktualisiert werden.

Nach Fixierung der Ausgangsparameter des Frischprozesses (Einsatzmengen, O₀-FIuB (t)) müssen zur Unterstützung eines störungsfreien und metallurgisch optimalen Ablaufs Steuermaßnahmen für den zeitlichen Verlauf der Lanzenstellung und der Zugobesequenz der Zuschlüge festgelegt werden.

Die Steuerung der Lanzenstellung in Blasephase I in Kombination mit geeigneter Zugabe von Zuschlägen (Flußmittel) soll eine schnelle FeO-ßildung, damit verbunden eine schnelle Kalkauflösung und ausreichende Verflüssigung der Schlacke bei Verzögerung des C-Abbrandes ohne allzu starkes Ungleichgewicht bewirken. In dieser Phase zeigen Betriebserfahrungen, daß ein Lanzenabstand, der der Kernlänge des CL-Uberschallstrahls entspricht, ein Maß für eine störungsfreie Blasepraxis darstellt. Als weitere wichtige Einflußgrößen sind zu berücksichtigen:

Roheisenanalyse, Zugabeart Kalk, Fluß- und Kühlmittel, Tiegelalter. In Phase I soll ein kontrolliertes Schlackenschäumen eingeleitet werden, wobei die Mn- und P-Verschlackung weitgehend abgeschlossen sind, bevor die Hauptentkohlung einsetzt.

^Vo'

Lanzenabstand vom Bad in Phase I

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η DUsenzahl

ν O₀-FIuB

ο ζ

ρ 0_o-Druck

d Tiegel-Innendurchmesser

W Stahlgewicht

= f(d. w, t_A)

z.B. Z/ \ Zugabezeitpunkt Flußmittel

Setzt mit Beginn der Blasephase II die Hauptentkohlung ein, neigt die Schlacke auf Grund vermehrter CO-Bildung zu verstärktem Schäumen. Um ein Überschäumen zu verhindern, muß der Lanzenabstand zum Bad verringert und das Schäumen der Schlacke kontrolliert in Grenzen gehalten werden, allerdings auch nicht so weit unterdrückt werden, daß es zu einem Versprühen des Metallbades kommt.

= f(η, ν , d, T) m ο

L/_TT\ Lanzenabstand vom Bad in Phase II

Zusätzliche Maßnahmen sind das Setzen von Zuschlägen, die eine Viskositätserhöhung der Schlackenphase bewirken.

^z(ii) ■ '("-(π)*

z.B. Z/ttN Zugabezeitpunkt Zuschläge zum Absteifen

der Schlacke

In der Blasephase III kann je nach gefordertem End-C-Gehalt zwischen einem "Weichblasen" und "Hartblasen¹¹ unterschieden werden, zu berück-

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-Ik-

ZO

sichtigende Faktoren sind Abbrandverlust durch Fe-Oxidation und forcierte Entkohlung auf niedrige Endgehalte.

V ^d' ^T' ^CEnd^}

Lanzenabstand vom Bad in Phase III

Die auf adaptivem Entwicklungsvermögen beruhende laufende Aktualisierung der Verfahrenssteuerung ermöglicht eine parallel mit kurz- und langfristigen Änderungen des Frischprozesses einhergehende Beibehaltung der optimalen Steuerstrategie.

Die zeitoptimale Verwirklichung des Steuerverfahrens wird durch den Entwurf des Verfahrens für den Einsatz von Digital-Prozeßrechnern gewahrleistet.

Die Erfindung wird nachfolgend an Hand eines Ausfiihrungs· beispieles für das Sauerstoff-Aufblasverfahren näher erläutert,

Tiegelvorsehreibung:

Roheisen:

Kohlenstoff	0.35 %
Mangan	0.3 %
Phosphor	max. 0.04 %
Schwefel	max. 0.04 %
Temperatur	1600°. C
Stahlmenge	121 to
Kohlenstoff	4.3 %
Silizium	0.41 %
Mangan	1.15 %
Phosphor	0.105 %
Schwefel	0.05 %
Temperatur	1259° C

1. Auf Grund der unkritischen Phosphorvorschreibung stellt die Manganvorschreibung das Kriterium fUr die Ansteuerung des minimal erforderlichen FeO-Gehaltes in der Schlacke in Blasephase II dar.

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(1 α) FeO (ΔΜη) = 17.1 % bei End5li-Gohalt 0.3 %

2. Die für Blasephase II resultierende Schlackenzusammensetzung

im quasiternären System lautet bei angesteuerter Kalksättigung:

(2) (CaO)¹ =58.1 % (FeO)¹ = 24.3 % (SiO₂)¹ = 17.6 %

3. Die detaillierte Schlockenbilanz ergibt die spezifische Schlackenmenge/to Roheisen zu:

(3) MSL = 85.7 kg/to RE ^N sp

4. Die Endschlackenzusammensetzung in Blasephase II errechnet sich bei Berücksichtigung aller Einsatzstoffe zu:

(4) CaO = 40.9 % FeO = 17.1 %

= 12.4 %

Fe₂O₃ = 6.9 % MnO = 14.8 % MgO = 3.6 % P₂O₅ = 2.5 % Al₂O₃ = 0.9 % Summe =99.1 %

Der chargenspezifische Anteil der Summe (CaO + FeO + SiO-) betrügt 70.4 %, der Basizitätsgrad der Schlacke ist 3.3.

5. Als erste Steuergröße zur Ansteuerung der Endschlacke in Blasephase II wird unter Berücksichtigung des Kalkauflöseverhaltens der spezifische Kalksatz/to Roheisen (unter der Annahme C > C. ) errechnet:

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(5) MKALK = 65 kg/to RE ^x sp

6. Die Schwefelbilanz errechnet einen End-Bad-Schwefelgehalt von (6) S = 0.031 %

7. Im folgenden bilanzierenden Modellteil werden unter Berücksichtigung aller Einsatzstoffe und der exakten Schlackenbilanz die Stoff- (Fe- und 0_-) und Wärmebilanzen erstellt. Als aus der Betriebspraxis vorgegeben wurde der Einsatz von (8) Flußspat 200 kg

Schlackengranulat 1000 kg Roheisen fest 4000 kg

mitberücksichtigt.

8. Die Eisenbilanz liefert das spezifische, im Bad verbleibende Fe-Einbringen/to Roheisen (abzüglich Verluste, Schrott), unter der

Annahme C > C₁.
ν Kr

(8) Fe* . = 922 kg/to RE

■ tin

9. Die Sauerstoffbilanz ergibt den spezifischen metallurgisch erforderlichen Blas-Sauerstoffsatz (unter der Annahme C > C_u ) von

^v Ι\Γ

(9) O- = 56.65 Nm³Ao RE

Zsp

10. Die Wärmebilanz errechnet den durch Kühlmittel zu kompensierenden WärmeUberschuß (unter der Annahme C >C ) mit

ν Kr

(10 α) Δ0. = 98127 kcal/to RE

Bei der Betriebsweise mit Eigen- (Rücklaufschrott) ergibt sich ein spezifischer Schrottsatz von

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(10 b) MSC = 285.1 kg/to RE

11. Mit dem gesamten im Bad verbleibenden Eiseneinbringen von (11 a) Fe_£in = 1207.1 kg/to RE

errechnet sich die Gesamt-Roheisenmenge zu (11 b) MRE = 100.2 to

12. Damit errechnen sich die Gesamtmengen von

(12 a) Schrott MSC = 28.7 to Kalk MKA = 6540 kg Blas-0₂ VO₂ = 5700 Nm³

Diese Steuergrößen stellen das Ergebnis einer "statischen' Betrachtung der Frischverfahren dar; um dem erfindungsgemüßen Steuerverfahren für die gezielte Beendigung des Frischverlaufes je nach gefordertem End-C-Gehalt gerecht zu werden, müssen auch Erkenntnisse über die Dynamik des Frischverlaufes miteinbezogen werden.

13. Erfindungsgemäß wird nun der optimale Wert des Blas-Sauerstoffdurchflusses fUr die Blasephasen I und II angesteuert. Er errechnet sich aus der Optimierungsbedingung

t⁽¹⁾(i + π) 1 t⁽²⁾(i + π)

die die Gleichheit jener Blasezeiten ergibt, die aus der statischen

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- 18 -

2*

und dynamischen Betrachtung des Frischverlaufes resultieren. (13 a) v_o*_{(l + n)} = 480 Nm³

Die damit zusammenhängenden charakteristischen Werte der Entkohlungsgeschwindigkeit in Blasephase II, sowie des kritischen C-Gehaltes für den Übergang von Blasephase II in Blasephase III,

k_o bzw. C, lauten
JL Kr

(13 b) k₂ =

Für einen geforderten C-End-Gehalt >C^ könnte die Optimierung des

Kr

Blassauerstoffdurchflusses somit abgeschlossen werden, da sich der Frischverlauf nur über die Blasephasen I und II erstreckt/ die

restlichen Steuermaßnahmen beziehen sich auf Lanzenstellung und Zuschläge-Zugabesequenz.

14. Da die in 1 - 12 durchgeführten Berechnungen unter der Annahme: C > C. durchgeführt wurden, es sich aber nun gezeigt hat, daß der angestrebte End-C-Gehalt von 0.35 % erst in Blasephase III

erreicht wird (C, =O,48l/£), muß noch eine Korrektur der Sauer-Kr

stoffbilanz einsetzen, um die Optimierung der Blasephasen I + II korrekt bilanzierend abzuschließen.

(14)

Auf Grund der Zusammenhänge

^{b) V}o (I ₊ II) = ^f(V0₂' V *l

709886/061Ü
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^k2 = ^f(vo c_Kr = f(k₂)

wird die Ermittlung des optimierten ν /- _γ\ iterativ durchgeführt, was im vorliegenden Fall zu einem endgültigen Wert von

»J

(14 c) ν /- _τ_\ = 375 N"¹ /^min
VO₂ (I + II) =55₇o Nm³
t (I + II) = l*i,65min

fuhrt.

15. Die erfindungsgemäße Optimierung der Blasephase III erfolgt unter dem Kriterium eines möglichst hohen Blas-Sauerstoff-Wirkungsgrades fUr die Entkohlung, wodurch die Fe-Abbrandverluste gering gehalten werden.

Der optimierte Wert des Blas-Sauerstoffdurchflusses errechnet sich unter der Bedingung : ν /_τττ·\ · t_c -Δ0_ ( ΔC)—·»-Minimum

(15 a) ^v _o(lll)* ⁼ 390 Nm /min

(15 b) t_o = 0.38 min

16. Da der parallel auftretende Fe-Abbrand von 90 kg zu einer zusätzlichen FeO-Menge von 115 kg fuhrt, müssen die Auswirkungen auf die Schlacken-, Fe-, 0„- und Wcirmebilanz fUr Blasephase III in

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einer Korrekturrechnung der Bilonzen berücksichtigt werden; zusätzlich ist das veränderte Auflösungsverholten des Kalks miteinzubeziehen.

(16) MKA= f (MKA^{0 )} ₍ ^AMKACtt-C_v)

VO₂ =

4SL = f (ΔΜΚΑ, 4 Feo) ^V

MSC = f(AQ^(lj,AQ( FeO_CKr __c ), Δ Pe,

Fe_r. °\ VO ^',ΔΟ.⁰' konstante Bilanzglieder

bin Z.

für die Blasephase (i + l I

Δ MKA Änderung der QaOMenge der Schlacke auf Grund

erhöhter Kalklöslichkeit in Dlasephase II] ( > o)

AFe Änderung Fe-Abbrand durch Fe-Oxidation in Blasephase III

Δ O₂ Änderung O_n-Bedarf durch C-Abbrand und

Fe-Oxidation in Blasephase III.

ASL Änderung der Schlackenmenge durch Kalklösung, Fe-Abbrand,

AQ Änderung Warmeein- und ausgaben in Blasephase III durch C-, Fe-Oxidation, Verminderung der Rohstahlmenge, Veränderung der resultierenden Schlackenmenge.

17· Die iterativ durchgeführte erfindungsgemäße Optimierung des Blassauerstoff-Durchflusses in Blasephase III bei korrekter Bilanzierung der Schlacken-, Fe-, O₂- und Wärmebilanz führt zu den endgültigen Werten:

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^{= 39}°

^VO

2(II1) =

*(ιιι) ⁼ °·^{38 min}

18. Die endgültigen Einsatzmengen lauten:

(18) MRE = 98,9 to Roheisen MSC = 30,2 to Schrott MKA = 6420 kg Kalk

Die Gesamtblasezeit tg = 15,23 min

19· Zur Unterstützung eines störungsfreien und metallurgisch optimalen Ablaufs werden nun erfindungsgemäß beim Sauerstoff-Aufblasverfahren die Positionen und Sequenz der Lanzenstellungen, sowie die Zugabesequenz der Zuschläge gesteuert.

(19 a) L_(I) = 2,1 m

(19 b)

Flußspat 200 kg Rest-Kalk 1000 kg

Zeitpunkt von Start

^{= 5}'^{05 min}

*(ιιι) ⁼

^ain

Zeitpunkt von Start

t_z = 0,5 »in t_z = 1,85 min

Patentansprüche;

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Claims (3)

Patentansprüche :

1. Verfahren zur Steuerung eines Stahlfrischprozesses für Stahle mit einem C-Gehalt im Bereich von 0,1 bis 0,8 Gew.-^, bei welchem der gewünschte Bad-End-C-Gehalt und die Badend temperatur bei Erreichen des Blaseendzeitpunktes direkt angesteuert werden, dadurch gekennzeichnet, daß der Blaseverlauf in drei unmittelbar aneinander anschließende Phasen unterteilt wird, über welche der Hlassauerstoff-FluO jeweils innerhalb der einzelnen Phasen konstant gehalten wird, wobei die Dauer der 1. Blasephase im wesentlichen in Abhängigkeit von der Roheisenanalyse und vom Sauerstoff-Durchfluß gewählt wird und bei höherem Si- und Mn-Gehalt länger und bei höherem Sauerstoff-Durchfluß kurzer bemessen wird, worauf am Ende dieser 1. Blasephase bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren die Lanze abgesenkt wird, wobei alle Zuschläge wie beispielsweise Kalk, Erz und Flußmittel spätestens bis zum Ende dieser 1. Blasephase zugesetzt werden, und Kalk in einer Menge zugesetzt wird, welche unter Berücksichtigung des konstanten Sauerstoff-Flusses am Ende der 2. Blasephase, deren Dauer durch den Sauerstoff-Fluß bestimmt ist und mit höherem Sauerstoff-Fluß kürzer bemessen wird, Kalksättigung bzw. Dicalziumsilikatsättigung der Schlacke ergibt, wobei eine Schlackenbasizität von wenigstens 2,8 und eine Nindestschlackenmenge von 50 kg/t Roheisen angesteuert wird und der P-Gehalt im Hohstahl auf höchstens 0,04 Gew.-% und der Mn-Gehalt im Rohstahl auf mindestens 0,2 Gew.-% gehalten wird, worauf die Lanzenstellung bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren am Ende dieser 2. Blasephase neuerlich verändert wird und daß die Dauer der anschließenden 3. Blasephase unter Berücksichtigung des konstanten Sauerstoff-Flusses in Abhängigkeit vom gewünschten End-C-Gehalt und der gewünschten Badendtemperatur gewählt

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wird, wobei zur Erzielung höher gekohlter Stähle die Charge bereits während der 2. Blasephase abgefangen wird.

2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der spezifische Blassauerstoff-Fluü für jede Blasephase zwischen 150 bis 350 Nm /ht Roheisen konstant gehalten wird.

3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daü die Dauer der 1. Blasephase in Abhängigkeit von der Roheisenanalyse und dem Sauerstoff-Durchfluß mit zunehmendem Si- und Mn-Gehalt langer und mit zunehmendem spezifischen Blassauerstoff-Fluß kurzer bemessen wird.

k. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Dauer der 1. Blasephase nach folgender Beziehung

V ^{+ 2}»75.Si_R + 0,6^.Mn_n + Ο,Ό

bemessen wird, wobei t. die Dauer der 1. Blasephase in

3 Minuten, VO₂ den spezifischen Blassauerstoff-Fluß in Nm /ht Roheisen, Si. den Si-Gehalt im Roheisen in % und Mn„ den Mn-Gehalt im Roheisen in % bedeutet.

5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis k_t dadurch gekennzeichnet, daß die Zuschlagszugabe spätestens nach einer Zeitdauer vom Blasebeginn, welche mit zunehmendem Sauerstoff-Fluß, Sauerstoff-Druck und dem Tiegelinnendurchmesser zunimmt und mit dem Dusendurchmesser, der Düsenzahl und dem Chargengewicht abnimmt, beendet wird.

6. Verfahren nach Anspruch 5. dadurch gekennzeichnet, daß der Zeitpunkt für die Beendigung der Zuschlagszugabe nach folgender Beziehung bemessen wird

1.2.10² .υ . D_⁴
T₁ = t ° 1

|^J / S₁-S,5)

wobei T₁ die maximale Dauer der Zuschlagszugabe in Minuten, gerechnet vom Blasebeginn, bezeichnet und t die Gesamt-

S 3

blasezeit in Minuten, v_Q den Blassauerstoff-Fluß in Nm /min,

D™ den Tiegel innendurchmesser in Metern,N die Anzahl der

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- 2k -

2730S99

Düsen, M_c. die Rohstahl menge in Tonnen, D. den engsten

οι ΚΓ

Düsendurchmesser in Millimetern und p. den Sauerstoff-Druck in Atmosphären bezeichnet.

7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6, dadurch gekennzeichnet, daß die 2. Blasephase bei einem C-Gehalt von etwa C_k = 0,206 χ V0₂°»¹5 in Gew.-% beendet wird.

8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7» dadurch gekennzeichnet, daß die Dauer der Blasephase 2 in Abhängigkeit vom angestrebten End-C-Gehalt gewählt wird, wobei die Charge bei einem C-Endwert von weniger als dem für die 2. Blasephase kritischen C-Endwert nach einer Zeit

^CA - ^Ckr
von t = rp , worin t die Dauer der Blasephase 2,

C, den Kohlenstoffgehalt am Beginn der 2. Blasephase und K„ die Entkohlungsgeschwindigkeit in der 2. Blasephase in Gew.-%/min bedeuten, in die 3. Blasephase übergeht, während die Charge bei einer Bad-C-Vorschreibung (C ),

^vr — r welche größer ist als C. , nach einer Zeit von A ν

^ΚΓ t -

in Minuten abgefangen wird, wobei die Zeit- B^1- K„ angaben jeweils vom Beginn der 2. Blasephase an, d.h. nach Ablauf von t. gelten.

9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß für den Fall, daß der gewünschte End-C-Gehalt des Bades kleiner 1st als der kritische C-Gehalt für den Übergang der Charge aus der 2. Blasephase in die 3. Blasephase, die Dauer der 3· Blasephase in Abhängigkeit vom Sauerstoff-Fluß gewählt wird.

10. Verfahren nach Anspruch 9» dadurch gekennzeichnet, daß die Dauer der Blasephase 3 (t_n) in Minuten in Übereinstimmung mit folgender Gleichung bemessen wird:

_ 2δ111ι19? W 1,0738.1O⁵ 4.228.10⁵ . '^Ckr~^Cy'

^{c =} VO₂ ⁰'⁸⁵ "ι Vo₂ ¹'⁷ " uo₂ ¹·⁸⁵

11. Verfahren nach Anspruch 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß der Sauerstoff-Fluß im wesentlichen in Abhängigkeit vom Gesamtsauerstoffbedarf, der Roheisenanalyse und der Roheisenmenge gewählt wird.

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12. Verfahren nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß der optimale Blassauerstoff-Fluß je Charge für C_v < C_kr mit

0,85 0,15

0 -5,528.D_n Cr,37E5.n_ . υ . - C . Π

η ' Re Re om R Kt

υ - —y _r + : =

ο A i „ ., ,«""*

9,3.10 .ADUCA

und für C > C. mit

(C - c_).n_

η _^ c τ ο «ι ^ ·> Hb

ο A 9,3. 10 .ADUCA '

bemessen wird und worin 0 den Gesamtsauerstoffbedarf, M_R die Roheisenmenge,

ν . +v orain οmax

A = 1,471.Si₁₁ + 0,342.Mn₀ ♦ 0,23 und ν =

Il R om ₂

bedeutet, wobei ^v _orain und v_ntnav die anlagenspezifischen Grenzwerte für den Blassauerstoff-Fluü darstellen, und wobei ADVC einen Anpassungsfaktor darstellt, mit welchem beim Sauerstoff-Aufblasverfahren die reale Entkohlungsgeschwindigkeit (K„) in der Olasephase 2 berücksichtigt wird.

13. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 12, dadurch gekennzeichnet, daß bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren die Lanze während der ersten Blasephase in einem Abstand von der Badoberfläche gehalten wird, der im wesentlichen dem engsten Düsenquerschnitt, der Wurzel aus der Anzahl der Düsen und dem Sauerstoff-Parialdruck proportional ist.

Ik. Verfahren nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanzenstellung während der 1. Blasephase nach der Beziehung

L₁ = D_kr . fu . (-0,275 . P₁ ² + 6,1 . P₁ - 5,5).IQ-gewählt wird, wobei L₁ den Abstand in Metern von der Badoberfläche angibt und D. , N und P die oben angeführten Bedeutungen haben.

15. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 14,

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dadurch gekennzeichnet, daß bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren die Lanze zu Beginn der 2. Blasephase auf einen Abstand abgesenkt wird, welcher in Abhängigkeit von. Sauerstoff-Fluü, dem Tiegel innendurchmesser, der Diisenzahl, den Badgewicht und der Schlackenmenge gewählt wird.

16. Verfahren nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanzenstellung zu Beginn der 2. Blasephase nach folgender Beziehung gewählt wird:

P =

¹°²-"st 60_ Il ⁿst-^Wo I^o ²⁵ * ΊΓ

^q= _n2 " D · ' J N ⁺N ~ 0,05 irj—- M · 0,127 ⁰T ^T ' ~ÖT"*V^MSt + —-

wobei M₈₁ die Schlackenmenge in Tonnen bezeichnet und die übrigen Variablen die oben angeführten Bedeutungen haben.

17. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 16, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanze am Beginn der 3.' Blasephase um einen Betrag in Abhängigkeit vom End-C-Gehalt, dem spezifischen Sauerstoff-Fluß, dem Badgewicht und dem Tiegeldurchmesser, ausgehend von der Lanzenstellung während der 2. Blasephase angehoben oder abgesenkt wird.

18. Verfahren nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanze am Beginn der 3. Blasephase um einen Betrag

1.43.10³ . (r - C )¹·³*

'kr υ

vo₉ ⁰·⁹⁶' ^Mst

in Metern angehoben oder abgesenkt wird, wobei die Lanze für die Herstellung mittelgekohltor Stähle angehoben und für die Herstellung niedriggekohlter Stähle abgesenkt wird.

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