DE2730599C3

DE2730599C3 - Verfahren zur Steuerung eines Stahlfrischprozesses für Stähle mit einem C-Gehalt im Bereich von 0,1 bis 0,8 Gew.-%

Info

Publication number: DE2730599C3
Application number: DE2730599A
Authority: DE
Inventors: Klaus Dipl.-Ing. Dr. Leoben Kammerhofer
Original assignee: Voestalpine AG
Current assignee: Voestalpine AG
Priority date: 1976-08-04
Filing date: 1977-07-07
Publication date: 1981-10-08
Also published as: DD130583A5; BE857453A; JPS5456014A; US4148629A; SE7708837L; DE2730599B2; AT346877B; PL199935A1; IT1080791B; BR7705127A; DE2730599A1; FR2360672A1; NL7708529A; GB1598909A; ATA578276A; LU77903A1

Description

P =

20·

,ü₀

D_T

_ιιτΓ , M_n 0,127

_S, +

Dl

wobei Ms\ die Schlackenmenge in tonnen bezeichnet und die übrigen Variablen die oben atigeführten Bedeutungen haben.

13. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 13, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanzenstellung zu Beginn der Phase 3 in bezug auf Phase 2 geändert wird.

14. Verfahren nach Anspruch 13, dadurch

gekennzeichnet, daß die Lanze am Beginn der Phase 3 um einen Betrag

1,43 1O³ -(C_Kr-C_V)^U4

VO,⁰-⁹⁶ ■

Di

in Metern angehoben oder abgesenkt wird.

Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Steuerung von Stahlfrischprozessen in wenigstens zwei aufeinanderfolgenden Phasen zur Erzeugung von Stählen mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,1 bis 0,8 Gew.-% bei direkter Ansteuerung der Badendtemperatur und des Endkohlenstoffgehaltes.

Mit den bisher bekannten Verfahren zur Steuerung eines Stahl·rischprozesses 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 aulr 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>0,5% 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-Verschlakkung, 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 m;t tinem C-Gehalt im Bereich von 0,1 bis 0,8 Gew.-% direkt angesteuert werden und Nachbehandlungen vermieden werden.

Die Erfindung ist hierzu im wesentlichen dadurch gekennzeichnet, daß bei konstantem Sauerstoffdurchfluß innerhalb einer Phase die zeitliche Länge der

M einzelnen Phasen gesteue.rt wird, wobei zusätzlich nach Ablauf der Phase ein kritischer Kohlenstoffgehalt C<r definiert als eine Exponentialfunktion des spezifischen Blassauerstoffflusses in Beziehung zum gewünschten Endkohlenstoffgehalt C» gesetzt wird, und wobei in

4n Phase I bei vollständiger Kalk-, Erz- und Flußmittelzugabe nach dem Silizium- und Mangangehalt des Roheisens, in Phase 2 nach einer Schlackenbasizität von mindestens 2,8, einer Mindestschlacken;nenge von 50 kg/t Roheisen sowie einem Phosphor-Gehalt von maximal 0,04 Gew.-% und einem Mangan-Gehalt von mindestens 0,2 Gew.-% und zur Erzielung eines Endkohlenstoffgehaltes C», welcher höher als der kritische Kohlenstoffgehalt CKt liegt, nach dem gewünschten Endkohlenstoffgehalt C₁. gesteuert wird.

oder zur Erzielung eines Endkohlenstoffgehaltes, welcher kleiner als der kritische Kohlenstoffgehalt C_Kr ist analog eine Phase 3 angeschlossen wird. Die erfind'jngsgemäßen Maßnahmen erlauben unter Zugrundelegung einer mathematisch-analytischen Prozeßbeschreibung eine Verfahrenssteuerung, bei welcher die durchgeführten Steuermaßnahmen im v/esentlichen 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-Schlackenzusammer;setzung 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 ohne Unterbrechung ineinander übergehen, wobei für jede dieser Blasephasen charakteristische Bad- und Schlackeneigenschaflen gelten, ist es möglich. die Steuermaßnahmen so zu setzen, daB den tatsächlichen thermo-dynamischen und chemischen Verhältnissen im Bad und Schlacke in optimaler Weise Rechnung getragen wird.

Gemäß einer bevorzugten Ausführungsform des erfindungsgemäßen Verfahrens wird der spezifisch« Blassauerstoff-Fluß zwischen 150 und 35OmVh Roheisen konstant gehalten und die Dauer der Phase I in Abhängigkeit von der Roheisenanalyse und dem Sauerstoff-Durchfluß mit zunehmendem Si- und Mn-Gehalt langer und mit zunehmendem spezifischen Blassauersioff-Fluß kürzer bemessen. Die Volumsangaben sind hier und in der Folge als Normkubikmeter zu

VCrSiCnCri

In einfacher Weise wird hierbei so vorgegangen, daß die Dauer der Phase I nach folgender Beziehung

f, -

+ 2.75 · Si_R + 0.64 ■ Mn,

0.43

bemessen wird, wobei fi die Dauer der Phase I in Minuten. VO2 den spezifischen Blassauerstoff-FIuL' in m'/h. t Roheisen. Sin den Si-Gehalt im Roheisen in % und MnR den Mn-Gehalt im Roheisen in % bedeutet. Die Zuschlagszugabc soll hierbei spätestens nach einer Zeitdauer vom Blasebeginn, welche mit zunehmendem 5>auerstoff-F1uß. Sauerstoff-Druck und dem Tiegelinnendurchmesser zunimmt und mit dem Düsendurehmesver. der Düsenzahl und dem Chargengcwicht abnimmt, beendet werden, wobei der Zeitpunkt für die Beendigung der Zuschlagszugabe nach folgender Beziehung bemessen wird

_{τ =t}
' " . Λ'·'-A/;;-,-D_kI-(-0.2X6·/)? +6.22·/), -5.5)

wobei /1 die maximale Dauer der /.uscniagszugarje in Minuten, gerechnet vom Blasebeginn, bezeichnet und i_f die Gesamtblasezeit in Minuten. r₀ den Blassauerstoff-Fluß in mVmin. Di den Tiegclinnendurchmesser in Metern. Ndie Anzahl der Düsen, Ms, die Rohstahlmcnge in Tonnen. D*_r den engsten Düsendurchmesser in Millimetern und p, den Sauerstoff-Druck in bar bezeichnet.

Die Phase 2 wird erfindungsgemäß bei einem C-Gehalt von

CKr = 0.206 ■ VO₂"¹⁵

in Gew.-°/o beendet. Vorzugsweise wird die Dauer der Phase 2 in Abhängigkeit vom angestrebten End-C-Gehalt gewählt, wobei die Charge bei einem C-Rndwert von weniger als dem für die Phase 2 kritischen C-F.ndwert nach einer Zeit von

worin f₂dic Dauer der Phase 2. Ca den Bad-C-Gchali am Beginn der Phase 2 und Ar₂ die F.ntkohlungsgesehwinclig keii ϊγϊ ύτ PhBse 2 in C-^¹W -'Mi/mir! h^'l^ni^n in rij»> Phase 3 übergeht, während die Charge bei einer Bad-C-Vorschreibung (C\). welche größer ist als C\r. nach einer Zeit von

. ₌ (\ - C₁
' k₂

in Minuten abgefangen wird, wobei die Zeitangabe jeweils vom Beginn der Phase 2 an.d. h. nach Ablauf von ii ge'ten. Die F.nikohliingsgeschwindigkeit A₂ ist vom spezifischen Blassaiierstoff-Fluß abhängig und beträgt

k₂ = 1.35 IO ' ■ VO₂.

Sie stellt über den gesamten Prischprozeßverlauf gesehen.die maximale F.ntkohlungsgcschwindigkcit dar. Der C-Gehall am Beginn der Phase 2 ist durch die Beziehung

Cv = Cr-0.465 k; /,

gegeben, worin Cr 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 Phase 2 in die Phase 3. wird die Dauer der Phase 3 in Abhängigkeit vom iauerstoii-nuü gewählt.

Vorzugsweise wird die Dauer der Phase 3 (fj) in Minuten in Übereinstimmung mit folgender Gleichung bemessen

3.277- 10² VO₂ ¹⁸⁵

!.0738

4.228 I (V' (C_k -C
VOl"⁵

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

Vorzugsweise wird der Blassauerstoff-Fluß je Charge

für C", < C\.mit

CT -5.528 A/_Rr

0.3785 -

■ r^{n Ifl} — C

9JlIr²⁷ADVf^

Ai,

und für C₁ > C₁^, mit

_ O₁- 5.528 \f_Rl (C, - C_R) A/p.

'°~ ~~~ A " 9.3-ΙΟ ^i:ÄDVC A

bemessen, worin (X den Gesamtsauerstoffbedarf. M_R die Roheisenmenge

•1 = 1.471 · Si_R + 0.342 · Mn, + 0.23

¹On

bedeutet, wobei \'n„,,„ und vb_TOi die anlagenspezifischen Grenzwerte für den Blassauerstoff-Fluß darstellen, und wobei ADVC einen Anpassungsfaktor darstellt, mit welchem beim Sauerstoff-Aufbiasverfahren die reale Entkohlungsgeschwindigkeit (k₂) in der Phase 2 in Abhängigkeit von der Lanzenstellung berücksichtigt wird.

Bei einem Sauerstoff-Aufbiasverfahren wird auch die Lanze in Abhängigkeit von den einzelnen Blasephasen jeweils am Ende der einzelnen Blasephasen verstellt.

wobei die Lanzenstellung während der Phase
Beziehung

nach der

L₁ = D_Kr- j N ■ (- 0.286 · p\ + 6.22 ■ p, -5.5)· 10"'

gewählt wird, wobei L\ den Abstand in Metern von der Bad'.yerfläche angibt und Dx_n /V und pt die oben angeführten Bedeutungen haben und zu Beginn der Phase 2 auf einen Abstand abgesenkt wird, welcher in Abhängigkeit vom Sauerstoff-Fluß, dem Tiegelinnendiirchmesser. der Düsenzahl, dem Badgewicht und der

Schlackenmenge gewählt wird. Vorzugsweise wird hierbei so vorgegangen, daß die Lanzenstellung zu Beginn der Phase 2 nach folgender Beziehung gewählt wird:

,,= ²⁰^m*-6-1 ';.

60

M_Sl ■ 'ο

/V

■ r„

0.05

25

/V
M_s, 0.127

wobei /V/st die Schlackcnmcngc in Tonnen bezeichnet und die übrigen Variablen die oben angeführten Bedeutungen haben.

Am Beginn der Phase 3 wird die Lanzenstellung neuerlich verändert und um einen Betrag in Abhängigkeit vom F.nd-C-Gehalt, dem spezifischen Sauerstoff-Fluß, dem Badgewicht und dem TiegelinnendiiKlimesser. ausgehend von der Lanzenstellung während der Phase 2 je nach dem angestrebten Bad-F.nd-C-Gehalt angehoben oder abgesenkt. Hierbei wird vorzugsweise die Lanze am Beginn der Phase 3 um einen Betrag

1.4.1 K)¹ |( , (I¹

vo, ^uv

in Metern angehoben oder abgesenkt. Kin Anheben der Lanze kommt hierbei bei mittclgckohltcn Stählen in Betracht, wogegen die l.an/e fur niedrig gekohlte Stähle abgesenkt wird.

Die Erfindung wird nachfolgend an Hand von schematischen Darstellungen des prinzipiellen Blasverlaufes näher erläutert. F i g. I zeigt die Veränderung der lIlimUMIUII£3gt?H.ltV» IMUI£*Cli Ulli UCI LJIfi^C/.Cli. Γ I £. 2 die Veränderung des C-Gehaltcs mit der Blasczeii. Fig. 3 und 4 den kennzeichnenden Verlauf der Konzentration charakteristischer Schlackenbestandteile über die Blasezeit. F i g. 5 den Verlauf der Badtemperatur über die Blasezeit. Fig. 6 die F.ntkohlungsgeschwindigkeit bei verschiedenen Sauerstoff-Durchflüssen. Fig. 7 den schematischen Verlauf der Schlackenkonzentrationswege im quasiternären System

(CaO)-(FeO)-(SiO,)'.

Fig.8 die Abhängigkeit der Gesamtblasezeit vom Blassauersioff-FluB und Fig.9 den Verlauf der FeO-Konzentration der Schlacke in Abhängigkeit vom Blassauerstoff-RuB.

In Phase 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 erfindungsgemäßen Verfahrenssteuerung ist es daher, die Schlakkenzusammensetzung mit Ende der Phase 1. 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-Aktivität die besten metallurgischen und auch wirtschaftlichen Frischbedingungen herrschen.

Für diese Phare I ist die Entkohlungsbeschleunigung Ai (%/min²) charakteristisch, welche eine Funktion des Si- und Mn-Gehaltes im Roheisen, des in. des Lanzenabstandes, der Kalklösung und des ftRE darstellt.

In Phase 2, 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 Verfügung gestellten spezifischen Sauerstoffvolumen ( = Sauerstoffdurchfluß/t 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 Kühlmittelmengen zu erreichen. Die Geschwindigkeitskonstante k₂ (°/o/min) ist hierbei im wesentlichen eine Funktion von V₀, Mr_c und dem Lanzenabstand.

Ab einem chargenspezifischen Bad-C-Gehalt (C^r) wird die Phase 3 eingeleitet, in der als geschtvindigkeitsbestimmender Schritt der C-Oxidation die Sauerstoff-Zufuhr von der C-Diffusion abgelöst wird. d. h.. nur ein Teii lies /.ugeführnrn BiassauLTMufr» wnü Γϋι ucii C-Abbrand verwendet, der Rest-Sauerstoff führt zu einer neuerlichen Fe-Oxidation. verbunden mit einer verstärkten Kalklösung und erhöhter Temperaiurzunahme des Stahibades. In diesem Blaseabschnitt gilt es. die durch Fe-Oxidation entstehenden Abbrandverluste des Metallbades bei gleichzeitigem Treffen der vorgeschriebenen End-Bad-C- und -Temperat- rwerte zu minimieren. Die für diese Phase 3 kennzeichnende Entkohlungsverzögerung Aj (%/min²) ist wiederum eine Funktion von i'o. Mr_c und dem Lanzenabstand, ιό ist jeweils die Menge des Blassauerstoffes in mVmin. 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 Lanzenstellung (bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren) und die Vorgabe der Zeitsequenz der Zuschlagstoff-Zugabe.

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

I C > C_Kr
Il Cv < C_Kr

I: Für End-C-Gehalte. die größer als der charakteristische »kritische« C-Gehalt sind, ergibt sich der Folgende Berechnungsgang:

Schlackenbilanz

Eisen-, Sauerstoff-, Wärmebilanz

Vn-Optimierung

Lanzenabsenkschema

Zuschlägesequenz

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

Schlackenbilanz

Eisen-, Sauerstoff-, Wärmebilanz

Korrektur der Sauerstoff - Bilanz

Vo(I +2)-Optimierung

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

i'o(3)-Optimierung

Lanzenabsenkschema

Zuschlägesequenz

Als Ausgangspunkt der Berechnungen dient der mit Phase 2 anzusteuernde Zustand der Tiegelschlacke im Bereich der Kalk- bzw. Dicalciumsilikatsättigung, der durch die geforderte Mn- und P-Verschlackung fixiert wird.

Schliickenzusammensetzung|2i

=/[Kalksättigung, FeO ( IMn. IP)]

Der schematische Verlauf der Schlackenkonzentrationswege im quasiternärcn System

(CaO)' -(FeO)' -(SiO₂)'

ist hierbei in F i g. 7 dargestellt.

Die jeweils gelöste Kalkmenge ergibt sich unt.;r Berücksichtigung des zeitlichen Kalkauflöseverhalters

a) (\<C\,:KA„ ,=KA_k, f [kgt)

b) C, >C_k,:KA„ , -KA,, [kgt]

KA₁, , spezifischer gelöster Kalksatz (CJ ΚΑ,, spezifischer gelöster Kaiksat/ (C₁ = C₁₁) [CaC)_mi.„*₇Fi]

KA_k, spezifischer gelöster Kalksatz

(C₁=C, [CaO_mlB*₇Kr]
C,.. Bad-C-Gehalt bei Beginn Blaseperiode 3 [%]

C, Hiid-C -Gehalt Tür ^d/' Ό

ι u'

(C₁, = 0.05) [%]

(\ S()ll-[-;nd-C-Gehalt [¹O]

7 Ii 7 Kr Verhältnis gelöster gesetzter Kalk bei C, = C₁, bzw. C_v = ⁽ '·*⁽Κ·* metallurgisch minimal erforderlicher Kalksatz

Da der Kenaue Wert · ;>n Ck, erst nach Vorliegen des optimalen v„ ermittelt werden kann, wird vorerst unter der Annahme C_v>Ck, mit dem Wert KA_Kr gerechnet. 4", spätere Abweichungen werden in einer Korrektur der Schlackenbilanz berücksichtigt.

Die nachfolgenden Bilanzen (Fe-, O₂-, Wärmebilanz) werden in einem ersten Durchlauf unter der Annahme gerechnet, daß C_v > CKr. d. h, daß bei Prozeßende die in v· der Schlackenbilanz ermittelte Schlackenanalyse und -menge nach Phase 2 vorliegt.

Mit dem auf diese Weise ermittelten Wert des Gesamt-Blassauerstoffbedarfs wird die Optimierung des Sauerstoff-Durchflusses für die Phasen I und 2 angesteuert. Die Verhältnisse werden in Fig.6 näher erläutert. Es gelten die nachfolgenden Beziehungen:

!,"■= °^ [min]
Ό

ί_?'²⁾ = ί, +1₂ [min]

Ί =

Bcdineune:

= i,'²': durch !„-Variation erfüllt

O..„ O₂-Bedarf It. statischer O₂-ßilanz [m¹]

r_n O₂-Durchfiuß [m¹ min] <<,.A.₂.(,.Ck, Parameter C-Abbrand

Faktor zur Berücksichtigung der Abweichung vom linearen Verlauf

df

' t in Phase I

I₁ Blasezeit in Phase 2 [min]

bO Durch den erfindungsgemaß optimierten O₂-FIuB (Phase 1+2) wird "sichergestellt daß neben der gewünschten Entkokung auch jene Schlackenzusammensetzung in Phase 2 (im besonderen der FeO-Gehalt) angesteuert wird, die die gewünschte Mn- und P-Verschlackung (Priorität P-Verschlackung) zur Folge hat

Liegt der Soii-End-C-Gehait über dem C-Wert, der das Ende von Blasphase 2 charakterisiert ( = Ckt), ist

dami; die Vo-Optiniierung abgeschlossen, ansonsten muß die Schleife (voji, ^-Optimierung Korrektur Eisen-. Sauerstoff-, Wärmebilan/) bis zur ausreichenden Angleichung mehrmals durchlaufen werden.

Für End-C-Gehaltc kleiner als Ck, muß nun auch für die zugehörige Blasphase J der optimale BIaS-O₂-FIuB angesteuert werden. Der in Blasphase 3 /ugefiihrtc Blassauerstoff wird nur zu einem Teil für die mit abnehmender Geschwindigkeit verlaufende Entkohlung verbraucht, ein wesentlicher Anteil führt gleichzeitig zu einer Fe-Oxidation. Dies wird in den F i g. I und 4 veranschaulicht.

Wie aus F" ig. 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 Oj-Strömung nur gedämpft folgt. Zusätzlich ist unterhalb und oberhalb eines bestimmten Sauerstoff-Flusses ΓΠίί StcigCriucM ÄüäuririgüngäVCriüSiCM uiiPCii Verstärkten Fe-Abbrand in die Schlacke zu rechnen, wie dies in F i g. 9 ersicViilich ist.

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

Bedingung:

In*/.,- IO₂( IC)
erfüllt

• Minimum: durch !„-Variation

I_n O₂-FIuB [nr' min]
I₁ Blasczeit in Phase 3 [min]
1O₂(IC) Oj-Bcdarifür (C_k, ►(.',) fm*]

Zur entsprechenden Korrektur müssen die Schlakken-, Eisen-, Sauerstoff- und Wärmebilanz neuerlich aktualisiert werden.

Nach Fixierung der Ausgangsparameter des Frischprozesses (Einsatzmengen. O₂-FIuB (I)) müssen zur Unterstützung eines störungsfreien und metallurgisch optimalen Ablaufs Steuermaßnahmen für den zeitlichen Verlauf der Lanzcnstellung und der Zugabcsequenz der Zuschläge festgelegt werden.

Die Steuerung der Lanzenstellung in Phase 1 in Kombination mit geeigneter Zugabe von Zuschlagen (Flußmittel) soll eine schnelle FeO-Bildung. 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 02-Überschallstrahls entspricht, ein Maß für eine störungsfreie Blasep.-p.xis darstellt. Als weitere wichtige Einflußgrößen sind zu berücksichtigen:

Roheisenanalyse. Zugabeart Kalk. Fluß- und Kühlmittel, Tiegelalter. In Phase 1 soll ein kontrolliertes Schlackenschäumen eingeleitet werden, wobei die Mn- und P-Verschlackung weitgehend abgeschlossen sind, bevor die Hauptentkohlung einsetzt

L_x =/(AT, n,, D_T, IP₁P₁)[In]

L_x Lanzenabstand \om Bad in Phase I
N Düsenzahl
cb O₂-FIuB

Pt D₁ W

O₂-Druck

Ticgcl-Innendurchmesser

Stiihlgcwicht

Z₁₁₁-/(D₇. W./,)
Z,i, Zugabezeitpunkt Flußmittel

Setzt mit Beginn der Phase 2 die Hauptentkohlung ein, neigt die Schlacke auf Grund vermehrter CO-BiI-dung zu verstärktem Schäumen. Um ein Überschäumen zu verhindern, nuiß der I anzenabstand zum Bad verringert und das Schäumen der Schlacke kontrolliert ·η Grenzen gehalten werden, allerdings auch nicht so .veit unterdrückt werden, daß es zu einem Versprühen des Metallbades kommt.

L₁ =/(/V.r_n.D,.T)[m|

/.> l.anzenahstand vom Bad in Phase 2

Zusätzliche Maßnahmen sind das Setzei¹ von Zuschlagen, die eine Viskositätscrhöhung der Schlakkcnphase bewirken.

/,,, Zutiabezchpunkt Zuschlüge zum Absteifen
«ι der Schlacke

In der Phase 3 kann je nach gefordertem End-C-Ge-

halt zwischen einem »Weichblasen« und »Hartblasen« unterschieden werden, zu berücksichtigende Faktoren

η sind Abbrandvclust durch Fe-Oxidation und forcierte (Entkohlung auf niedrige F.ndgehalte.

/.., = f{t\'.v_n.D_r.T,C_f„J[m}
■in /..< I.anzenabstand vom Bad in Phase 3.

Die auf adaptivcm Entwicklungsvermögen beruhende laufende Aktualisierung der Verfahrenssteuerung ermöglicht eine parallel mit kurz- und langfristigen

>'' Änderungen des Frischprozesses einhergchenCn: Beibehaltung der optimalen Steuerstrategie.

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

i" Die Erfindung wird nachfolgend an Hand eines Ausführungsbeispieles für das Sauerstoff-Aufblasverfahren näher erläutert.

Tiegel vorschreibung:	035%
Kohlenstoff	0-3%
Mangan	max. 0.04%
Phosphor	max. 0.04%
Schwefel	160O⁰C
Temperatur	121 t
Stahlmenge
Roheisen:	43%
Kohlenstoff	0.41%
Siliz'um	1.15%
Mangan	0.105%
Phosphor	0.05%
Schwefel	1259°C
Temoeratur

1. Auf Grund der unkritischen Phosphorvorschreibung stellt die Manganvorschreibung das Kriterium für die Ansteuerung des minimal erforderlichen FeO-Gehaltes in der Schlacke in Blasphase 2 dar, (la) FeO(^Mn) = 17,1% bei End-Mn-Gehalt

03% (Ib) P-End = 0,017%

2. Die für Phase 2 resultierende Schlackenzusammensetzung im quasiternären System lautet bei angesteuerter Kalksättigung:

(2) (CaO)' = 58,1% (FeO)' = 243%

(SiO₂)' = 17,6% _|5

3. Die detaillierte Schlackenbilanz ergibt die spezifische Schlackenmenge/t Roheisen zu:

(3) MsL_sp = 85,7 kg/t RE

4. Die Endschlackenzusammensetzung in Phase 2 2n ei rechnet sich bei Berücksichtigung aller Einsatzstoffe zu:

CaO	= 403%
FeO	= 17,1%
SiO₂	= 12,4%
Fe₂O₃	= 63%
MnO	= 14,8%
MgO	= 3,6%
P₂O₅	= 23%
AI₂O₃	= 0,9%

4")

Summe = 99,1% Der chargenspezifische Anteile der Summe

(CaO + FeO + SiO₂) _J5

beträgt 70,4%, der Basizilätsgrad der Schlacke ist 33.

5. Als erste Steuergröße zur Ansteuerung der Endschlacke in Phase 2 wird unter Berücksichti- ₄„ gung des Kalkauflöscverhaltens der spezifische Kalksatz/t Roheisen (unter der Annahme C, >CKr) errechnet:

(5) Μκλ,.κ_ψ = 65 kg/t RE

6. Die Schwefelbilanz errechnet einen End-Bad-Schwefelgehalt von

(6) Sv = 0.031%

7. Im folgenden bilanzierenden Modcllteil werden unter Berücksichtigung aller Einsatzstoffe und der exakten Schlackenbilanz die Stoff- (Fe- und O₂-) und Wärmebilanzen erstellt. Als aus der Betriebspraxis vorgegeben wurde der Einsatz von

(7) Flußspat 200 kg Schlackengranulat 1000 kg Roheisen fest 4000 kg

mitberücksichtigt.

8. Die Eisenbilanz liefert das spezifische, im Bad verbleibende Fe-Einbringen/l Roheisen (abzüglich ^h" Verluste, Schrott), unter der Annahme C,:

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

(10a) AQ = 98 127 kcal/t RE

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

(10b) Msc_sp = 285,1 kg/t RE

11. Mit dem gesamten im Bad verbleibenden Eiseneinbringen von

(11a) Fe_B„= 1207,1 kg/t RE

errechnet sich die Gesamt-Roheisenmenge zu

(lib) Mr_c = 100,2t

12. Damit errechnen sich die Gesamtmengen von

(12a) Schrott Af₅T= 28,7 t Kalk/W™^= 6540 kg BIaS-O₂O₈ = 5700 m*

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

13. Erfindungsgemäß wird nur der optimale Wert des Blas-Sauerstoffdurchflusses für die Blasephasen 1 und 2 angesteuert. Er errechnet sich aus der Optimierungsbedingung

(8) FeV_1n = 922 kg/t RE

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

die die Gleichheit jener Blasezeiten ergibt, die aus der statischen und dynamischen Betrachtung des Frischverlaufes resultieren.

(13a)

480 mVmin

Die damit zusammenhängenden charakteristischen Werte der Entkohlungsgeschwindigkeit in Phase 2 sowie des kritischen C-Gchallcs für den Übergang von Phase 2 in Phase 3, Zc₂ bzw. CKr lauten (13b) k₂ = 0,446%/min C_Kr = 0,481%

Für einen geforderten C-End-Gehalt >C*_r könnte die Optimierung des Blassauerstoffdurchflusses somit abgeschlossen werden, da sich der Frischverlauf nur über die Phase 1 und 2 entreckt; die restlichen Steuermaßnahmen beziehen sich aul Lanzenstellung und Zuschläge-Zugabesequenz.

14. Da die in 1-12 durchgeführten Berechnungen unter der Annahme: C, > CKr durchgeführt wurden es sich aber nun gezeigt hat, daß der angestrebte End-C-Gehali von 035% erst in Phase 3 erreichl wird (CKr = 0,481%), muß noch eine Korrektur dei Sauerstoffbilanz einsetzen, um die Optimierung dei Phase 1 und 2 korrekt bilanzierend abzuschließen.

(9) O₂,_r = 56,65 mVt RE

(14) 4O₂ =

Auf Grund der Zusammenhänge

(14b) V_{011 + 2}) = f(VO₂. C,/₂)

l<2 = /"(Vo(I₊ 2))

CKr = f(ki)

VO₂ = /-(4O₂(^l(CKr-C,)) wird die Ermittlung des optimierten v_O(i _{f 2}) itcram

27 30	15	zu	5	599	16	Entkohlungikonstante, in Abhängigkeit der
durchgeführt, was im vorliegenden Fall zu einem	(15a) Vo(3)· = 390mVmin			Die iterativ durchgeführte erfindungsgemäße Opti	Roheisenzutammensetzung je Schmelze
endgültigen Wert von	(15b) f₃ = 0,38 min		17,	mierung des Blassauerstoff-Durchflusses in Blas	Abstand [m] von der Badoberfläche (Phase 1)
/ 1 A «\ tr 57c ml/min	16. Da der parallel auftretende Fe-Abbrand von 90 kg			phase 3 bei korrekter Bilanzierung der Schlacken-,	Lanzenstellung am Beginn der Phase 2
(14c) Vb(i+₂) = 37am⁴/mm Og₀₊₂,= 5570 m3 <(i+₂) = 14,85 min	zu einer zusätzlichen FeO-Menge von 115 kg führt.	10		Fe-, O₂- und Wärmebilanz führt zu den endgültigen Werten:
*führt*	müssen die Auswirkungen auf die Schlacken-, Fe-, Or und Wärmebilanz für Phase 3 in einer			(17) V₀ (3) = 390mVmin
JUfIl U	Korrekturrechnung der Bilanzen berücksichtigt	15		Og (3)= 148 m³
15. Die erfindungsgemäße Optimierung der Phase 3	werden; zusätzlich ist das veränderte Auflösungs- verhalten des Kalks miteinzubeziehen.			i(3) = 038 min
erfolgt unter dem Kriterium eines möglichst hohen	(16) M _KALK = /(MkALK⁰K IM KALK )			Die endgültigen Einsatzmengen lauten:
Blas-Sauerstoff-Wirkungsgrades für die Entkoh lung, wodurch die Fe-Abbrandverluste gering gehalten werden. Der optimierte Wert des Blas-Sauerstoffdurch-	Kr		18.	*(18) Mrc* = 98,9 t Roheisen** Msc = 30,2 t Schrott Mkalk = 6420 kg Kalk
flusses errechnet sich unter der Bedingung:	Fe_F,„ = /(Fe_Ein ⁽",,lFe(.IFeO_Ci(r.._Ci),	20		Die Gesamtblasezeit tg = 15,23 min
*vo(3)· 1-AO₂(AC)-* Minimum**	VO₂ = /((VO₂ ¹¹MO₂(JFeOc₁, -c.«			Zur Unterstützung eines störungsfreien und metal
	*ISL= f(iMn,r* IFeO)**		19.	lurgisch optimalen Ablaufs werden nun eriindungs-
*1 01-. J* V- 1 in KALKi'-' ^l --';**			gemäß beim Sauerstoff-Aufblasverfahren die Posi
M_sc = /(lß^(I1,fß(Fe0c,^c.), IFe, ISL)	25		tionen und Sequenz der Lanzenstellungen, sowie
MKALK¹KFeJ¹KyOi¹K 1Q⁽¹⁾ konstante Bilanzglieder			die Zugabesequenz der Zuschläge gesteuert.
für die Blase	30		(19a) L(i) = 2,1m Zeitpunkt von Start ]_i-i\ = 14m fr,* = 505 min
phase (1+2)			*A^l £l l\| I 411 U J 1 ^^^ \J%\JS AIlIII** Ljw ³^ 1 j m tit -Λ-"7\ ^^s 14 85 min si
Mkalk Änderung der CaO			*(19b) Flußspat 200 kg t_z* = 0,5 min 1**
Menge der Schlacke auf			Rest-Kalk 1000 kg i_z= 1,85 min \|
Grund erhöhter KaIk-	35		Zusammenstellung der in den Formeln I verwendeten Ausdrücken \|
löslichkeit in Blase			Dauer der Phase 1 [min] \|
phase 3 (>0)			spezifischer Blassauerstoff-Fluß [mVht] \|
		VO₂	Si-Gehalt im Roheisen [%] \|
IFe Änderung Fe-Abbrand	40	Sir	Mn-Gehalt im Roheisen [%] maximale Dauer der Zuschlagszugabe [min]
durch Fe-Oxidation in		Mn_R 7Ϊ	Gesamtblasezeit [min]
Blasephase 3			Blassauerstoff-Fluß [mVmin]
JO₂ Änderung Oj-Bedarf durch C-Abbrand und		V₀	Tiegelinnendurchmesser [m] Anzahl der Düsen
Fe-Oxidation in Blase phase 3		*D_r* N	Rohstahlmenge [t]
ISL Änderung der Schlackenmenge durch Kalklösung,	45	*Mst*	engster Düsendurchmesser [mm] \
Fe-Abbrand		*D_Kr*	Sauerstoffdruck [bar] \
IQ Änderung Wärmeein-		P\	Badendschwefelgehalt j
und -ausgaben in Blase		Sv	3 Phase ]
phase 3 durch C-, Fe-		1,2,	charakteristischer Bad-Kohlenstoffgehalt zur \|
Oxidation, Ver	50	CKr	Trennung von Blasephase 2 von Blasephase 3 \|
minderung der Roh			(Gew.-%). Ab diesem Bad-Kohlenstoffgehait t
stahlmenge, Ver			wird als geschwindigkeitsbestimmender Schritt \|
änderung der resultie	55		der Entkohlung die Sauerstoff-Zufuhrrate von \|\|
renden Schlackenmenge.			der Kohlenstoff-Diffusion abgelöst. §
			Dauer der Phase 2 \|
		h	Bad-C-Gehalt am Beginn der Phase 2 1 Entkohlungsgeschwindigkeit in Phase 2 [Gew.- 1
	60	Ca	%/min] I Bad-C-Vorschreibung \|
		Cv	C-Gehalt im Roheisen 1
	Cr	Dauer der Phase 3 [min] 1 Roheisenmenge [t] ξ I/ _i_ t/ %
	h *M_Rt*	'omi» + 'ο™« [niJ/min] s
65	*Vn m*
	»u/n	ο + Vom« — anlagespez. Grenzwerte
	Vom/
		ADVC Anpassungsfaktor
A

Li
L₅

t7

AL* Veränderung der Lanzenstellung (Abstand Blaselanze zur Badoberfläche) zu Beginn der Blasephase 3 [m]

M_S\ Schlackenmenge [t]

k\ Entkohlungsbeschleunigung (Wmin²] RE Roheisen

dRE Badtemperatur

fa Entkohlungsverzögerung [%/min²] Og Gesamtsauerstoffbedarf [m³]

Λ Faktor zur Berücksichtigung der Abweichung

de
vom linearen Verlauf^«· fin Phase 1

Op, Gesamt-Sauerstoffmenge Blasephase 1 und 2 It. stat Rechnung [m³]

2(i) Zugabezeitpunkt des Flußmittels

2(2) Zugabezeitpunkt des Flußmittels zum Abstreifen der Schlacke

Lanzenabstand vom Bad (Phase 3)[m] ka Kalksatz

MSLsp spez, Schlackenmenge/t Roheisen

MSC spez, Schrottsatz/t Roheisen

Λ/ΚΛÄnderung der CaO-Menge der Schlacke auf Grund erhöhter Kalklöslichkeit in Phase 3 (> 0) Änderung Fe-Abbrand durch Fe-Oxidation in Phase 3

Änderung O_rBedarf durch C-Abbrand und Fe-Oxidation in Phase 3

Änderung der Schlackenmenge durch Kalklösung, Fe-Abbrand

Änderung Wärmeein- und -ausgaben in Phase 3 durch C-, Fe-Oxidation, Verminderung der Rohstahlmenge, Veränderung der resultierenden Schlackenmenge

t_z Zeitpunkt Zuschlagzugabe vom Start

Hierzu 4 Blatt Zeichnungen

Claims

Patentansprüche:

1. Verfahren zur Steuerung von Stahlfrischprozessen in wenigstens zwei aufeinanderfolgenden Phasen zur Erzeugung von Stählen mit einem Kohlenstoffgehalt von 0,1 bis 0,8 Gew.-°/i> bei direkter Ansteuerung der Badendtemperatur und des Endkohlenstoffgehaltes, dadurch gekennzeichnet, daß bei konstantem SauerstoffdurchfluB innerhalb einer Phase die zeitliche Länge der einzelnen Phasen gesteuert wird, wobei zusätzlich nach Ablauf der Phase ein kritischer Kohlenstoffgehalt CKr definiert als eine Exponentialfunktion des spezifischen Blassauerstoffflusses in Beziehung zum gewünschten Endkohlenstoffgehalt C gesetzt wird, und wobei in Phase 1 bei vollständiger Kalk-, Erz- und Flußmittelzugabe nach dem Silizium- und Mangangehalt des Roheisens, in Phase 2 nach einer Schlackenbasizität von mindestens 2,8 einer Mindestschlackenmenge von 50 kg/t Roheisen sowie einem Phosphor-Gehalt von maximal 0,04 Gew.-% und einem Mangan-Gehalt von mindestens 0,2 Gew.-°/o und zur Erzielung eines Endkohlenstoffgehaltes Cv, welcher höher als der kritische Kohlenstoffgehalt Ci<_r liegt, nach dem gewünschten Endkohlenstoffgehalt C_v gesteuert wird, oder zur Erzielung eines Endkohlenstoffgehaltes, welcher kleiner als der kritische Kohlenstoffgehalt Ck- ist analog eine Phase 3 angeschlossen wird.

2. Verfahi en nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der spezifische Blassauerstoff-FHuß für jede Blasphase zwischen 150 bis 350 mVht Roheisen konstant gehalten wird,

3. Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß die zeitliche Länge der Phase I unter Zugrundelegen der Beziehung

+ 2,75 ·Si_R + 0,64 · Mn_R + 0,43

h =

gesteuert wird, wobei ii die Dauer der Phase 1 in Minuten, VO2 den spezifischen Blassauerstoff-Fluß in mVht Roheisen, Sir den Si-Gehalt im Roheisen in % und MnR den Mn-Gehalt im Roheisen in % bedeutet.

4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Zuschlagüzugabe spätestens nach einer Zeitdauer vom Blasebeginn, welche mit zunehmendem Sauerstoff-Fluß, Sauerstoff-Druck und dem Tiegelinnendurchmesser zunimmt und mit dem Düsendurchmesser, der Düsenzahl und dem Chargengewicht abnimmt, beendet wird.

5. Verfahren nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, daß der Zeitpunkt für die Beendigung der Zuschlagszugcbe nach folgender Beziehung bemessen wird

T₁ =

[¹N³ ■ Mi D_Kr(-0,286 · p? + 6,22 · p, - 5,5)

wobei 7Ί die maximale Dauer der Zuschlagszugabe in Minuten, gerechnet vom Blasebeginn, bezeichnet und ig die Gesamtblasezeit in Minuten, vo den Blassauerstoff-Fluß in mVmin, Dr den Tiegelinnendurchmesser in Metern, Λ/die Anzahl der Düsen, Msi -»ο die Rohstahlmenge in Tonnen, £>*> den engsten Düsendurchmesser in Millimetern und p\ den Sauerstoff-Druck in Bar bezeichnet.

6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß die Phase 2 bei einem C-Gehalt von

Ck, = 0,206 ■ VO₂ ⁰-¹⁵

in Gew.-% beendet wird.

7. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Dauer der Phase 3(i3) in Minuten in Übereinstimmung mit folgender Gleichung bemessen wird:

3,277-IQ² _ 1,0738- IQ⁵ VOj-⁷~

8. Verfahren nach Anspruch 1 bis 7, dadurch gekennzeichnet, daß der Blassauerstoff-Fluß je Charge

Tür C, < C_x, mit

O₈ - 5,528 · M_Rr

0.3785

^s -C_n-M₁₁,

60

und für C, >C_Krmit

Q₁ -5,528-Μ,, JC, - C„) M_Re

⁰A 9,3-1(F⁷⁷ADVC-

f)5

bemessen wird und worin O,, den Gesamtsauerstoffbedarf, M_Kt die Roheisenmenge,

4,228 · IQ⁵ (C_Kr-C_v)
VOp^5-

A = 1,471 ■ Si„ + 0,342 · Mn, + 0,23 und

'Oitiiit + "OMojt

bedeutet, wobei v_On,_m und v_Oma, 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 Phase 2 berücksichtigt wird.

9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8, dadurch gekennzeichnet, daß bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren mit konstanter Lanzenstellung innerhalb der einzelnen Blasphasen die Lanze während der Phase I in einem Abstand von der Badoberfläche gehalten wird, der dem engsten Düsenquerschnitt, der Wurzel aus der Anzahl der Düsen und dem Sauerstoff-Partialdruck proportional ist.

10. Verfahren nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanzenstellung während der Phase 1 nach der Beziehung

L₁ = D₁^- I^V · (-0,286 - pf + 6,22 - p, - 5,5) ΙΟ"³

gewählt wird, wobei L\ den Abstand in Metern von der Badoberfläche angibt, und Οκ_Γ den engsten Düsendurchmesser in mm, N die Anzahl der Düsen und p\ den Sauerstoffdruck bedeutet

11. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 10, dadurch gekennzeichnet, daß bei einem Sauerstoff-Aufblasverfahren die Lanze zu Beginn der Phase 2 auf einen Abstand abgesenkt wird, welcher in

Abhängigkeit vom Sauerstoff-Fluß, dem Tiegelinnendurchmesser, der Düsenzahl, dem Badgewicht und der Schlackenmenge gewählt wird,

12, Verfahren nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß die Lanzenstellung zu Beginn der Phase 2, nach folgender Beziehung gewählt wird: