DE2733750A1 - Verfahren zur erzeugung beruhigter staehle fuer das stranggiessen - Google Patents
Verfahren zur erzeugung beruhigter staehle fuer das stranggiessenInfo
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Description
26. Juli 1977 31 690 K
Nippon Steel Corporation No. 6-3» 2-chome, Ote-machi, Chiyoda-ku, Tokio. Japan
"Verfahren zur Erzeugung beruhigter Stähle für das
Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zum Herstellen vorzugsweise mit Al1 Si und Al-Si beruhigter Stähle
für das Stranggießen.
Herkömmliche Verfahren zum Herstellen von mit Al1 Si oder '
mit Al-Si beruhigten Stählen bestehen aus der Steuerung des einem Konverter zugeführten Blas-SauerStoffs, um so
eine Zusammensetzung und Temperatur des Stahles zu erhalten, die für eine bestimmte Stahlqualität vorgegeben
ist, während man Legierungselemente dem Konverter zuführt, die Stahlzusammensetzung durch weitere Zugabe von Legierungselementen auf der Basis von Ergebnissen entnommener
Proben an der Endstufe oder Abblasstufe des Sauerstoffblasens oder zur Zeit des Abstechens zugibt und die sogewonnene Stahlschmelze einer Stranggießmaschine über eine Pfanne und einen Trichter zuführt. Bei den herkömmlichen
Verfahren ist der Konverter harten Betriebsbedingungen längere Zeit ausgesetzt und die Betriebsbedingungen ändern
sich abhängig von der Qualität des zu erzeugenden Stahles, so daß die Steuerung des in den Konverter zum Frischen ge-
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blasenen Sauerstoffs sehr kompliziert ist.
Um z.B. einen niedrig gekohlten, mit Aluminium beruhigten Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von höchstens
O,OO9 % für Stranggießverfahren zu erzeugen, wird der
Kohlenstoffgehalt am Ende der Blaszeit (Abblas-Kohlenstoffgehalt) zwischen 0,03 und 0,06 % gehalten, in anbetracht
dessen, daß der Kohlenstoffgehalt aus dem Zuschlag von Fe-Mn usw. zur Pfanne während des Gießens ansteigt,
so daß der Gesamt-Fe-Prozentsatz in der Schlacke 20 % übersteigt und so zu einer übermäßigen Oxydation des geschmolzenen
Stahles führt, wodurch die Lebensdauer des feuerfesten Futters des Konverters und auch der Pfanne
beträchtlich verkürzt wird und auch der Eisenausstoß im geschmolzenen Stahl verlorengeht. Die durch den übermäßig
oxydierten, geschmolzenen Stahl herbeigeführten obigen Nachteile wurden bisher als unvermeidlich und den konventionellen
Verfahren inhärent betrachtet und führten zu beträchtlichen Schwankungen der Abblastemperatur und der
Stah!Zusammensetzung im Konverterbetrieb nach den herkömmlichen
Verfahren.
Durch den übermäßig oxydierten Zustand des geschmolzenen Stahles beträgt weiterhin der Mangangehalt beim Abblasen
0,13 % oder weniger, wenn der Abblas-Kohlenstoffgehalt zwischen 0,03 und 0,06 % liegt. Um eine vorgegebene Zusammensetzung
des Stahles zu bekommen, muß daher eine größere Menge Fe-Mn (beispielsweise 3 kg/Tonne geschmolzenen
Stahles) zugeschlagen werden, und für diesen Zuschlag ist eine niedriggekohlte Fe-Mn-Legierung erforderlich,
weil der Kohlenstoffgehalt in einem Endprodukt sehr oft die Obergrenze durch Aufnahme von Kohlenstoff aus dem
Fe-Mn überschreitet und dadurch zu Zurückweisungen führt. Für die Herstellung von niedriggekohltem Fe-Mn braucht
man jedoch wesentlich mehr Energie als für die Herstellung von hochgekohltem Fe-Mn und die Kosten sind ungefähr
zweimal größer als bei hochgekohltem Fe-Mn. Die Verwendung von niedriggekohltem Fe-Mn führt daher zu Nachteilen bei
denProduktionskosten für geschmolzenen Stahl.
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Die übermäßige Oxydation des geschmolzenen Stahles senkt ausserdem
den Ertragswert von Stahllegierungen und erhöht die Schwankungen in der Zusammensetzung des Stahles so, daß man
bei den herkömmlichen Verfahren dazu gezwungen war, die Zielwerte für das Endprodukt wesentlich höher anzusetzen,
als die echten Werte und einen größeren Toleranzbereich einzuräumen. Die obigen Nachteile durch die übermäßige
Oxydation des geschmolzenen Stahles waren also bei der Produktion niedriggekohlten Al-beruhigten oder Si-beruhigten,
geschmolzenen Stahles für das Stranggießen unvermeidbar und inhärent wegen der Notwendigkeit, den Abblas-Kohlenstoffgehalt
zwischen 0,03 und 0,0696 zu halten.
Nach den herkömmlichen Verfahren wird außerdem Al oder
Si dem geschmolzenen Stahl beim Gießen nach Beendigung des Blasens oder der Pfanne nach dem Gießen zugeschlagen,
so daß beim gewöhnlichen Zuschlag während des Gießens weniger als 2596 des Al-Zuschlagaustrages und etwa 40 bis 8096
des Si-Zuschlagaustrages erreicht werden können, und bei einer speziellen und komplizierten Zugabe, wie bei der
Hochgeschwindigkeitszugabe in den Formen von Aluminiumdraht oder Aluminiumkugeln und dem Zuschlag in nicht
oxydierender Atmosphäre und/oder beim Umrühren erreicht man nur 30 bis 4096 des Zuschlagaustrages für Aluminium
und nur 50 bis 8096 für Silicium. Bei herkömmlichen Verfahren 1st also der Verlust an Aluminium und Silicium
während des Zuschlages zum geschmolzenen Stahl sehr groß. Beim Siliciumzuschlag läßt sich nur ein Zuschlagsertrag
zwischen 60 und 8596 unter beträchtlichen Schwankungen erreichen, auch wenn Aluminium in einer Menge zwischen
0,001 und 0,00896 als Gesamt-Al-Menge zugegeben wird, um den Si-Zuschlag zu stabilisieren. Auf diese Weise erzeugt
man eine beträchtliche Menge von Aluminium und/ oder OxydeinschlUssen im geschmolzenen Stahl durch den
Verlust von Al und/oder Si während des Zuschlages, und diese Einschlüsse führen nicht nur zu einer Qualitätsminderung
des geschmolzenen Stahles, sondern auch zu Schwierigkeiten beim Stranggießverfahren, wie etwa Ver-
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stopfen der Gießdüse.
Bei den herkömmlichen Verfahren erfolgte außerdem der Zuschlag von anderen Elementen als Al oder Si gleichzeitig
mit Fe-Mn-Al oder Fe-Mn-Si zum geschmolzenen Stahl während des Gießens oder in die Pfanne nach dem Gießen. In
diesem Fall ist ebenso wie bei Fe-Mnf Al oder-Si der Zuschlagsaustrag
anderer Elemente niedrig und schwankt beträchtlich aufgrund der übermäßigen Oxydation des geschmolzenen
Stahles.
Ein weiterer Nachteil der herkömmlichen Verfahren liegt darin, daß die Gießtemperatur des geschmolzenen Stahles
auf dem Konverter so festgesetzt ist, daß im Trichter
eine Temperatur des geschmolzenen Stahles sichergestellt ist, die 20 bis 40°C über der Erstarrungstemperatur liegt.
Die Temperatur des geschmolzenen Stahles im Trichter liegt somit kaum mehr als 200C über der Erstarrungstemperatur
und um die Gießdüse herum haftet eine große Menge Aluminium oder Oxyd und führt zu einem frühzeitigen Verstopfen
der Düse und somit zu Schwierigkeiten beim kontinuierlichen Stranggießen.
Wenn andererseits die Temperatur des geschmolzenen Stahles im Trichter mehr als 4O0C über dem Erstarrungspunkt liegt,
wird die Erstarrungsgeschwindigkeit in der Form heruntergesetzt und es bilden sich Oberflächen-Plattenfehler, wie
Schlacken- oder Pulvereinschluß. Um solche Oberflächenfehler zu verhindern, darf die Gießgeschwindigkeit
nicht über einer angemessenen Geschwindigkeit hinaus gesteigert werden. Aus diesem Grund ist nach Darstellung
in Fig. 8 bei Al-beruhigten Stählen eine Oberflächenbehandlung von 10 bis 30% und bei Si-beruhigten Stählen
von etwa 15% erforderlich.
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Auch wenn die Temperatur im Trichter zwischen 20 und 4O0C
oberhalb der Erstarrungstemperatur gehalten und im Trichter eine "Bank" vorgesehen, oder die Form der Eintauchdüse
so verbessert wird, daß die Aluminium- oder Oxydeinschlüsse entfernt werden, läßt sich ein völlig zufriedenstellendes
Ergebnis nicht erreichen und die Aluminiumklumpen oder Oxydeinschlüsse trennen sich nach Darstellung
in Fig. 6 in Richtung der Dicke der Platte ab, und wenn solche Platten für die Produktion von kalt gewalzten
Stahlblechen benutzt werden, wird der Oberflächenteil der Platten behandelt und nach dem überziehen entfernt·
Das führt zu einer beträchtlichen Senkung des Eisenertrages der Platten. Bei einer Stranggußmaschine
mit gebogenem Strang werden die Aluminiumklumpen oder Oxydeinschlüsse, die sich bei 1/4 der Dicketeile der Platten
absetzen, als Walzfehler an der Oberfläche der aus solchen Platten hergestellten, kalt gewalzten Stahlbleche
freigelegt und führen somit zu einer beträchtlichen Abnahme des Produktertrages, wie es in Fig, 7 gezeigt ist.
Die ausgezogene Linie (1) in Fig. 6 stellt die Verteilung der Aluminiumklumpen in einer Rohbramme dar, die durch Zugabe
der Gesamtmenge von Fe-Mn und Al während des Gießens erzeugt wurde, während die Strichpunktlinie (2) die Verteilung
der Aluminiumklumpen in einer Rohbramme darstellt, bei deren Herstellung nur Fe-Mn während des Gießens zugegeben
wurde und Al in einer nichtoxydierenden Atmosphäre
nach dem Gießen unter Umrühren zugegeben wurde.
Wie bereits erwähnt, kann man mit Al-Si beruhigte Stahlprodukte mit zufriedenstellenden inneren und Oberflächenqualitäten
mit herkömmlichen Verfahren nicht erreichen.
Um die Fehler von mit Al, Si oder Al-Si beruhigten, nach herkömmlichen
Verfahren hergestellten Stählen zu eliminieren, wurden
Versuche und Vorschläge gemacht, zu denen auch das Gießen ge· schmolzenen Stahles in nicht- oder halboxydierender Umgebung in
eine Pfanne
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und das Entgasen des geschmolzenen Stahles unter Unterdruck gehören.
Das Entgasen wurde jedoch bisher nur als Produktionsmittel für die Herstellung von Stählen mit extrem niedrigem Wasserstoff-
und Kohlenstoffgehalt für sehr dicke Platten angesehen und eingesetzt, und die Entgasung mit Unterdruckwerten von 1 bis 5 mm Hg und 4 bis 10 Zirkulationen
(Definitionen werden später gegeben) vorgenommen, so daß eine große Skala eines Vakuumgenerators und eine lange Behandlungszeit
erforderlich wurden, die zu einem beträchtr liehen Temperaturabfall während der Entgasungsbehandlung
führten. Die Abblastemperatur im Konverter muß daher gegenüber
gewöhnlichem nichtentgasten, geschmolzenen Stahl 20 bis 50 0C höher gehalten werden, um die Temperatur des
geschmolzenen Stahles im Trichter 20 bis 40 0C über der
Erstarrungstemperatur zu halten, wie bereits oben gesagt
wurde. Dadurch treten jedoch nennenswerte Verluste und Schäden an der feuerfesten Auskleidung des Konverters, der Pfanne
und des Entgasungsgerätes auf und der Verbrauch der verschiedenen Energiearten, wie beispielsweise DAmpf für den
Vakuumgenerator, Strom und Ar-Gas für die Entgasungsanlage, steigen und führen zu höheren Gesamtkosten für die
Entgasungsbehandlung. Die Unterdruckentgasung gewöhnlicher geschmolzener Stähle, die z.B. mit Al, Si oder Al-Si beruhigt
sind, für das Stranggießen würde also zu schweren Schäden im Futter des Konverters, der Pfanne und des
Entgasungsgerätes und zu einer nennenswerten Kostensteigerung für die Entgasung führen.
Da in den herkömmlichen Verfahren der größte Teil des Mn-Si und Al für die Abstimmung der Zusammensetzung während
des Gießens zugegeben wird, ist der Zuschlagsertrag niedrig, während der N-Gehalt im Stahl beträchtlich ansteigt.
Das ist jedoch keineswegs für die Herstellung von Stahlqualitäten erwünscht, die einen niedrigen N-Gehalt verlangen.
Während des Zuschlages von Mn-Si und Al nimmt außerdem der Wasserstoffgehalt im Stahl durch das an diesen
Zuschlagen haftende Wasser zu, so daß dieser erhöhte
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Wasserstoffgehalt wieder entfernt werden muß und für diese
Entfernung wird die Unterdruckentgasung unter einer ziemlich hohen Betriebslast durchgeführt.
Um den Zuschlagsertrag der obigen Elemente zu verbessern
und den H-Gehalt und den N-Gehalt im Stahl zu senken, wurde
vorgeschlagen,einen in einem Konverter vorbereiteten, geschmolzenen
Stahl in eine Pfanne unter einer nichtoxydierenden oder halboxydierenden Umgebung zu gießen und die
obigen Elemente während der Entgasungsbehandlung mit hohem Unterdruck zuzugeben.
Wenn nicht beruhigter, geschmolzener Stahl der Unterdruckentgasung
unter den bisher praktizierten Bedingungen ausgesetzt wird, tritt die durch die Frischreaktion während der
Behandlung ausgelöste Spritzererscheinung in sehr bemerkenswertem Umfange auf, insbesondere bei geschmolzenen Stählen,
die einen Abblas-Kohlenstoffgehalt von 0,0596 oder mehr haben,
so daß sich eine glatte Entgasungsbehandlung nicht ohne weiteres erreichen läßt und Schwierigkeiten bei den
Geräten auftreten, so daß der geschmolzene Stahl aus dem Entgasungsgefäß in das Unterdruck-Absaugsystem geblasen
wird. Die Entgasungsbehandlung unter Unterdruck wurde daher wegen ihrer großen Nachteile bis heute noch nicht auf
mit AL, Si oder Al-Si für das Stranggießen beruhigte Stähle angewandt.
Die Aufgabe der vorliegenden Erfindung besteht daher in der Lösung der verschiedenen Probleme und Schwierigkeiten,
die bei herkömmlichen Produktionsmethoden von mit Al, Si oder Al-Si für das Stranggießen beruhigten Stählen auftreten
und in der Aufstellung eines Verfahrens zur Erzeugung von mit Al, Si oder Al-Si für das Stranggießen
beruhigten, geschmolzenen Stählen durch Kombination angemessener Bedingungen des Konverterbetriebes mit entsprechenden
Bedingungen der Entgasungsbehandlung, um so einen hohen Wirkungsgrad der Anlagen und der Operationen mit
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- ßt-
großen wirtschaftlichen Vorteilen zu erzielen.
Diese Aufgabe wird dadurch gelöst, daß eine Stahlschmelze mit mindestens 0,0596 Kohlenstoff im Konverter gefrischt
und bei einem Druck von 10 bis 300 mm Hg unter Zugabe von Aluminium, Silizium und Mangan einzeln oder nebeneinander
bei schrittweise, der Entkohlung entsprechend eingestelltem Druck entgast wird.
Weitere Merkmale der vorliegenden Erfindung werden anhand der beigefügten Zeichnungen anschließend näher beschrieben.
Es zeigen:
Fig. 1 in einer Kurve die Beziehung zwischen der Behandlungszeit
und der Frischgeschwindigkeit im Entgasungsgefäß bei Unterdruckentgasung nicht desoxydierten
Stahls,
2a
und 2b in Kurven die Beziehung zwischen der Behandlungszeit und dem Unterdruckgrad,
und 3b In Kurven die Beziehung der Spritzhöhe und der Behandlungs
zeit,
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Fig. 4 in einer Kurve die Beziehung zwischen der Behandlungszeit und dem Kohlenstoffgehalt im
geschmolzenen Stahl,
Fig. 5 in einer Kurve die Beziehung zwischen der Behandlungszeit und dem Gehalt an freiem Sauerstoff
im geschmolzenen Stahl,
Fig. 6 in einer Kurve die Querschnittsverteilung der
Oxydeinschlüsse in Richtung der Brammendicke eines mit Al beruhigten, von einer Stranggießmaschine
mit gebogenem Strang gegossenen Stahlgußteiles,
Fig. 7 in einer Kurve den Rückweisungsprozentsatz durch
Aluminiumklumpen bei der Produktion dünner Bleche im Vergleich zu herkömmlichen Verfahren,
Fig. 8 in einer Kurve den Behandlungsprozentsatz der Brammenoberfläche im Vergleich mit den Verfahren,
Fig. 9 in zwei vergleichenden Kurven die Querschnittsverteilung der Oxydeinschlüsse in Richtung der
Brammendicke eines mit Si beruhigten, von einer Stranggießmaschine mit Kurvenstrangprofil gegossenen
Stahlgußstückes,
Fig. 10 in einer Kurve den Bearbeitungsprozentsatz der Bramme im Vergleich mit einem herkömmlichen Verfahren,
Fig. 11 in einer Kurve die Beziehung zwischen der Anzahl der Zirkulationen nach Zugabe von Si und Mn und
der Häufigkeit der Düsenverstopfung,
Fig. 12 in einer Kurve die Relation zwischen der Anzahl von Zirlulationen nach der Zugabe von Si und Mn
und den RUckweisungsprozentsatz durch interne Schaden der Bramme,
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Fig. 13 Ausführungsbeispiele eines RH-Unterdruckentga- und 14 sungsgerätes, das in der vorliegenden Erfindung
verwendet wurde und
Fig. 15 ein Ausführungsbeispiel eines in der vorliegenden Erfindung verwendeten DH-Unterdruckentgasungsgerätes.
Nach dem Gedanken der vorliegenden Erfindung wird der Abblas-Kohlenstoffgehalt
des geschmolzenen Stahles beim Beenden des Blasens auf wenigstens etwa 0,0596 gehalten. Wenn
der Kohlenstoffgehalt kleiner ist, ist der Sauerstoffgehalt im geschmolzenen Stahl bei Beendigung des Blasens im
Konverter wesentlich größer und für die nachfolgende Gasentziehung wird mehr Zeit gebraucht, so daß die erwünschte
Belastungsentspannung bei der Entgasung nicht erreicht wird
und außerdem kann die gewünschte zeitliche Reihenfolge zwischen der Entgasung und dem Stranggießen eingehalten werden
und das Stranggießen muß sehr oft unterbrochen werden, wodurch der Produktionswirkungsgrad im Stranggießen herunter
geht.
Wenn ein geschmolzener Stahl mit weniger als 0,0596 Abblas-Kohlenstoffgehalt
der Entgasung zugeführt wird, sinkt außerdem der Ertrag des Al- und/oder Si-Zuschlags während
der Entgasung und eine große Menge Aluminium und/oder Oxydeinschlüsse wird durch den hohen Sauerstoffgehalt im geschmolzenen
Stahl erzeugt und die Entgasung erfolgt unter einem geringen Unterdruckwert, so daß die Reinheit des geschmolzenen
Stahles nach der Entgasung niedrig ist und Störungen bei der nachfolgenden Stranggießoperation, wie Verstopfung der Düsen
durch das Oxyd sehr häufig auftreten. Schwere Schaden am feuerbeständigen
Futter des Konverters und der Pfanne treten ebenfalls auf. Aus diesen Gründen wird in dem Verfahren der vorliegenden
Erfindung der Abblas-Kohlenstoffgehalt auf wenigstens 0,0596 gehalten, und dadurch läßt sich der
Gesamtprozentsatz Fe in der Schlacke während der Konverterbehandlung auf höchstens 1896 leicht steuern. Die
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durch übermäßige Oxydation des geschmolzenen Stahles bei
herkömmlichen Verfahren auftretenden Nachteile wurden dadurch vollständig eliminiert und somit auch der Verlust bei
der Lebensdauer der feuerfesten Auskleidung des Konverters und der Pfanne und der Eisenertragswert des geschmolzenen
Stahles wurde beträchtlich verbessert.
Außerdem werden durch die vorliegende Erfindung die Schwankungen bei der Temperatur und dem Kohlenstoffgehalt des
geschmolzenen Stahles beim Blasende im Konverter so reduziert, daß die Genauigkeit der Abblassteuerung gegenüber
herkömmlichen Verfahren wesentlich verbessert wird.
Nach dem erfindungsgemäßen Verfahren kann man außerdem
leicht den Mn-Gehalt bei Blasende auf wenigstens 0,15 % steuern, so daß die für die Endzusammensetzung erforderliche
Menge F e-Mn wesentlich kleiner ist als bei herkömmlichen Verfahren, um so bei der nachfolgenden Entgasungsbehandlung
beträchtlich weniger Kohlenstoff entzogen werden muß. Daher kann hochgekohltes Fe-Mn ohne notwendige teilweise
Benutzung von niedriggekohltem Fe-Mn benutzt werden, für dessen Herstellung ja viel Energie verbraucht wird. An
diesem Punkt zeigen sich die Vorteile der vorliegenden Erfindung in der Energieersparnis, wodurch die Behandlungskosten
für geschmolzenen Stahl wesentlich gesenkt werden.
Ein zweites Merkmal der vorliegenden Erfindung besteht darin, daß der geschmolzene Stahl aus dem Konverter in einem
nicht-deoxydierten Zustand in die Pfanne gegossen wird, ohne daß Legierungselemente oder nur eine kleine Menge
Fe-Mn während des Gießens zugegeben werden. Dadurch wird der geschmolzene Stahl durch die Reaktion von C + O -» CO
während der Entgasung deoxydiert und der Sauerstoffgehalt wirksam auf einen vorgegebenen Wert gesenkt, wodurch der
zur Zugabe von Mn, Si, Al usw. während des Gießens gehörende Anstieg von H, wie er bei herkömmlichen Verfahren
üblich ist, verhindert wird und die möglicherweise vorhandenen Bestandteile an Π und N während des Gießens zusammen
mit dem CO-Gas entfernt werden.
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Wenn andererseits für das erwünschte Endprodukt Legierungselemente während des Gießens zugegeben werden müssen,
geht der Sauerstoff im geschmolzenen Stahl verloren, so daß die Reaktion C + O ->
CO abgeschwächt und der Fortschritt der Reaktion behindert und dadurch der Behandlungswirkungsgrad gesenkt wird. Wenn kein Legierungselement
während des Gießens zugegeben wird, passiert es in der Zwischenzeit manchmal, daß der geschmolzene Stahl stark
in Bewegung gerät und aus der Pfanne ausläuft. In so einem Fall gibt man eine kleine Menge Fe-Mn zu.
Die erfindungsgemäße Entgasung unter Unterdruck erfolgt bei Unterdruckwerten zwischen 10 und 3OO mm Hg, wobei
dieser Unterdruck von einem Unterdruckgenerator geliefert wird, und der Unterdruck wird gesenkt (auf nahe
300 mm Hg) während der aktivsten Stufe des Kohlenstoffentzuges und er wird auf einen höheren Wert (nahe 10 mm Hg)
eingestellt, wenn der Kohlenstoffentzug fortschreitet.
Bei der Unterdruckentgasung erfolgt als Reaktion des Kohlenstoff en tzuges die Reaktion von C + 0 -f CO unter
reduziertem Druck und die Relation zwischen der Reaktion und der Behandlungszeit ist in Fig. 1 gezeigt (350 t
Schmelze durch RH-Entgasungsgefäß), aus der zu entnehmen ist, daß die Spitze der Frische-Reaktion erscheint, wenn
der Unterdruck im Entgasungsgefäß nach dem Beginn der Behandlung einen vorgegebenen Wert erreicht, und daß nach
der Reaktionsspitze die Frischegeschwindigkeit mit fortschreitender
Frische-Reaktion abnimmt.
Bei der Unterdruck-Entgasungsbehandlung nach herkömmlichen Verfahren wird der Unterdruck nach Darstellung in Fig. 2a
festgelegt und der geschmolzene Stahl im Entgasungsgefäß spritzt etwa während der halben Behandlungszeit, beginnend
von der aktivsten Stufe der Kohlenstoffentzugsreaktion,
sehr stark, und dieses Spritzen setzt sich nach Darstellung in Fig. 3a fort bis in die schwierige Betriebszone. Die Unterdruck-Entgasungsbehandlung nach herkömmlichen
Verfahren wird somit begleitet vom Niederschlag geschmol-
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Ίο
zenen Metalles an der Wand des Entgasungsgefäßes und sogar vom Spritzen des Metalles in einem Ausmaß, daß die
Entgasungsbehandlung sehr oft unterbrochen und dann abgewartet werden muß, bis sich das Spritzen des geschmolzenen
Stahles beruhigt, bevor die Entgasungsbehandlung wieder begonnen werden kann, so daß sie glatt zuendegeführt werdan
kann. Bei konventionellen Verfahren ist die Behandlungszeit im Entgasungsgefäß daher unnötig lang, und in
dieser Zeit sinkt die Temperatur des geschmolzenen Stahles beträchtlich ab, so daß die Gießtemperatur im Konverterbetrieb
so erhöht werden muß, daß der oben erwähnte Temperaturabfall kompensiert wird, wodurch der Konverterbetrieb
natürlich noch härter wird.
Die Unterdruck-Entgasungsbehandlung nach dem Gedanken der vorliegenden Erfindung erfolgt unter einem von einem Unterdruckgenerator
gelieferten Unterdruck zwischen 10 und 300 mm Hg. Der Unterdruck wird nach Darstellung in Fig. 2b während
der aktivsten Stufe der Kohlenstoffentzugsreaktion gemäß Darstellung in Fig. 1 auf einen niedrigen Unterdruckwert
nahe 300 mm Hg eingestellt, so daß die Höhe der Spritzer in der gleichmäßigen Betriebszono nach Darstellung in
Fig. 3b gesteuert wird. Wenn der Kohlenstoffentzug weiter
fortschreitet, wird der Unterdruck auf einen höheren Pegel nahe 10 mm Hg so eingestellt, daß die Kohlenstoff-Entzugsreaktion
schnell fortschreitet und man eine gleichmäßige und wirksame Entgasungsbehandlung erreicht.
Die Regelung des Unterdrucks im Gefäß entsprechend der Kohlenstoff-Entzugsgeschwindigkeit gemäß obiger Beschreibung
ist für die Praxis sehr wichtig und wenn der Unterdruck auf einen niedrigeren Wert als 10 mm Hg eingestellt
wird, wird die Reaktion von C + 0 ->
CO bemerkenswert aktiv in der Entgasungsstufe, wie es oben im Zusammenhang mit
den Figo. 2a und 3a erklärt wurde, so daß der geschmolzene Stahl im Gefäß stark spritzt, und es ist schwierig, die
Entgasungsbehandlung fortzuführen, weil der geschmolzene Stahl sich an der Wand des Behandlungsgefäßes niederschlägt und
erstarrt und zu verschiedenen Störungen führt.
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Ab
Die starke CO-Reaktion im Entgasungsgefäß führt zu einem beträchtlichen Temperaturabfall des geschmolzenen Stahles
während der Behandlung und verlangt eine erhöhte Temperatur beim Diasende des Konverters, wodurch die feuerfeste Auskleidung
des Konverters und der Gießpfanne thermisch stark belastet werden.
Mit großer Wahrscheinlichkeit spritzt der geschmolzene Stahl dann und erzwingt so eine Unterbrechung der Entgasungsbehandlung.
Dadurch geht die zeitliche Korrespondenz zwischen der Entgasungsbehandlung undber Stranggießoperation verloren,
der Stranggießbetrieb muß gestoppt werden und das führt zu Betriebsstörungen.
Wenn auf der anderen Seite der Druck im Entgasungsgefäß über 300 mm Hg angehoben wird, läßt sich keine glatte Zirkulation
des geschmolzenen Stahles im Entgasungsgefäß erreichen und die Reaktion von C + 0 ->
Co ist unbefriedigend und die Entgasungsbehandlung läßt sich nicht schnell und genau durchführen.
Wenn der Unterdruck auf den richtigen Wert zwischen 10 und 3000 mm Hg entsprechend dem Fortschreiten der Kohlensioffentzugsreaktion
in der Entgasungsbehandlung eingestellt wird, dann verhalten sich der Kohlenstoffgehalt und der
Gehalt an freiem Sauerstoff im geschmolzenen Stahl gemäß der Darstellung in den Fign. 4 und 5 (Schmelze 350 t, 250
bis 10 mm Hg, Zirkulation von 87 t/Minute), so daß die Kohlenstoff-Entzugsreaktion mit 4 Zirkulationen aufgrund
der gleichmäßigen und wirksamen Entgasungsbehandlung fast komplett ist. Durch diese niedrigere Anzahl von Zirkulationen
wird der Metallniederschlag an der Gefäßwand beträchtlich gesenkt und die Entgasungsbehandlung kann in
sehr kurzer Zeit abgeschlossen werden.
Der Ausdruck "Zirkulationszahl des geschmolzenen Stahles", wie er in der Beschreibung der vorliegenden Erfindung verwendet
wird, bedeutet den Entgasungsgrad und hat bei Verwendung in Verbindung mit den verwendeten Entgasungsgeräten
unterschiedliche Bedeutung.
709885/093«
Bei einem RH-Entgasungsgerät,
Zirkulationszahl = [zirkulierende Menge (Tonne/Minute)
χ Behandlungszeit (Minute)] : behandelte Menge Tonnen/Charge
und bei einem DH-Entgasungsgerät
Zirkulationszahl = [Menge bei einem Sog (Tonne/ein Sog)
χ Sogzahl (Anzahl/Minute) χ Behandlungszeit (Minutefj
: behandelte Menge (Tonne/Charge)
Zirkulationsmenge in RH = Menge durch einen Sog
χ Sogzahl in DH ... (1)
In der Beschreibung der auf beide Entgasungsgeräte anwendbaren
vorliegenden Erfindung ist die hier verwendete "Zirkulationszahl" ein Wert auf der Basis der obigen Formel (1).
Bei einer Zirkulationszahl von weniger als 1 läßt sich
die endgültige Einstellung der Produktzusammensetzung unmöglich
erreichen, da sich der geschmolzene Stahl nicht gleichmäßig umrühren und mischen läßt. Bei einer Zirkulationszahl
von mehr als 4 sinkt andererseits der Deoxydations-Wirkungsgrad durch die CO-Reaktion ab, so daß die Temperatur
bei Blasende des Konverters angehoben werden muß, um die Temperaturabnahme des geschmolzenen Stahles zu kompensieren,
wodurch das feuerfeste Futter des Entgasungsgefäßes stärker beschädigt wird, was zu höheren Kosten
für die Entgasungsbehandlung, zeitlicher Unordnung beim Stranggießen und einer beträchtlich längeren Behandlungszeit führt.
Nach dem Gedanken der vorliegenden Erfindung werden Al oder Si und andere, für das erwünschte Endprodukt erforderliche
Legierungselemente während der Entgasungsbehandlung zugegeben, um so die Zusammensetzung des Stahles einzuregeln.
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Nacli Darstellung in FIg. 5 erreicht man bei Zugabe von
Λ1 oder Si und anderen Legierungselementen während der letzten halben Stufe der Entgasungsbehandlung, wo der
geschmolzene Stahl nur eine niedrige Menge freien Sauerstoffs enthält, ein Ertragsverhältnis von 40 bis 65 % für
Λ1 und von 75 bis 95 % für Si, was wesentlich über den durch herkömmliche Verfahren erreichbaren Werten liegt.
Für andere Legierungselemente wird ebenfalls ein höheres Ertragsverhältnis sichergestellt, als es durch Zugabe
dieser Elemente während des Ausgießens des Stahles in die Pfanne oder durch Zugabe direkt in die Pfanne nach herkömmlichen
Verfahren erreichbar ist. Außerdem zeigen die Ertragsverhältnisse für Al, Si und andere Legierungselemente
nach dem Gedanken der vorliegenden Erfindung geringerer Schwankungen, so daß die Zusammensetzung des geschmolzenen
Stahles genau und wirtschaftlich auf einen vorgegebenen Wert eingeregelt werden kann, wodurch die
Bedingungen des nachfolgenden Stranggießens einfacher gesteuert werden können. Außerdem läßt sich nach dem Gedanken
der vorliegenden Erfindung die Temperatur nach der Entgasungsbehandlung genau kontrollieren und so die Bedingungen
für das Stranggießen weiter vereinfachen.
Der nach der vorliegenden Erfindung vorbereitete geschmolzene Stahl zeigt einen hohen Reinigkeitsgrad gegenüber den
durch herkömmliche Verfahren erzeugten Stählen. Aus diesem Grund kann in dem Verfahren nach der vorliegenden Erfindung
die Temperatur der Schmelze im Stranggießtrichter nur 5 bis 30 C über der Erstarrungstemperatur gehalten
werden und es besteht keine Gefahr, daß die Düse durch Oxydeinschlüsse verstopft, wie es bei herkömmlichen Verfahren
der Fall ist.
Im Querschnitt der nach dem erfindungsgemäßen Verfahren
hergestellten Rohbrainme läßt sich auch fast keine Absonderung von Aluminiumoxydbündeln oder Oxydeinschlüssen beobachten,
und wenn sie auftreten, sind es sehr wenige, die durch die gestrichelte Kurve in den Fign. 6 und 9 dargestellt
ist. So erhält man nach dem Verfahren der vorliegenden ER-
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findung eine Bramme mit befriedigender Innenqualität. Die Oberflächenqualität läßt sich ebenfalls beträchtlich verbessern
bei dem Schlacken- oder Pulvereinschluß und den Aluminiumoxydklumpen an der Oberfläche nach Darstellung
in FIg. 8, weil eine angemessene Gießgeschwindigkeit aufrechterhalten werden kann, die Oberflächenfehler, wie
diesen Schlacken- oder Pulvereinschluß, vermeiden kann, so daß das Stranggießen vorteilhaft und gleichmäßig mit
einem hohen Produktivitätsstand durchgeführt werden kann.
Für die Herstellung von mit Al-Si beruhigten Stählen nach dem Verfahren der vorliegenden Erfindung werden die Hauptzuschläge,
Si und Mn, in einer Verarbeitungsstufe zugegeben, nach der wenigstens 1,5 Zirkulationen des geschmolzenen
Stahles im RH-Unterdruck-Entgasungsprozeß sichergestellt sind, oder sie werden zu einem oder mehreren Zeitpunkten
zugegeben, bevor der geschmolzene Stahl wenigstens 1,5mal beim RH-Unterdruck-Entgasungsprozeß zirkuliert. Danach
werden die anderen Hauptzuschläge, wie Al oder Al und
andere für das gewünschte Endprodukt notwendige Elemente, zugegeben (Si oder Mn werden für die Feinregelung der
Zusammensetzung manchmal in dieser Stufe zugegeben). Die Zuschläge Si und Mn und andere lösen sich also nicht
befriedigend auf und das erwünschte Hochschwemmen der Oxydeinschlüsse durch Zirkulation und Umrühren des geschmolzenen
Stahles tritt nicht ein, so daß eine große Menge von Oxydeinschlüssen und Metalleinschlüssen, insbesondere
Al usw. im Stahl verbleiben, wenn der Zirkulationswert des geschmolzenen Stahles nach der Zugabe von Si und Mn
unter 1,5 liegt, wie aus Fig. 11 zu ersehen ist, wo die
Beziehung zwischen Zugabestufe und Düsenverstopfungen und ein Verstopfungs-Erscheinungsverhältnis von über 20 % gezeigt
ist.
(tatsächliche Gießzeit, verlängert um die Düsenverstopfungszeit
Standardgießzeit
χ 100).
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Beim nachfolgenden Stranggießen während des Ausgießens von der Pfanne in den Trichter haften dann die obigen Einschlüsse
an der Innenwand der Gießdüse und führen so zu ihrer Verstopfung, behindern das glatte Ausgießen und gestalten
so das Stranggießen sehr unstabil und führen zu
einer niedrigeren Brammenqualität.
Wenn beispielsweise aus der nach obigem Verfahren erhaltenen Stahlbramme eine dicke Stahlplatte gefertigt wird,ist
der RUckweisungsprozentsatz aufgrund der durch Ultraschallprüfung festgestellten inneren Fehler und der notwendigen
Oberflächenbehandlung höher als bei herkömmlichen Verfahren, wie sie in Fig. 12 gezeigt sind. Das bedeutet natürlich
ein Absinken des Produktertragsverhältnisses. In der vorliegenden Erfindung werden daher Si und Mn in einer
Verarbeitungsstufe zugegeben, bei der wenigstens 1,5 Zirkulationen des geschmolzenen Stahles nach der Zugabe sichergestellt
sind, wodurch der Betrieb nach Darstellung in Fig. 15 im stabilisierten Bereich von 15 % oder niedriger
gehalten wird.
WEnn für das gewünschte Endprodukt Al oder Al und andere
Elemente zugegeben werden müssen1 und diese vor der Zugabe von Si und Mn zugegeben werden, ist der Deoxydations-Effekt
hauptsächlich durch Al bemerkenswert und die Reaktion von C + O -) CO in der Entgasungsbehandlung wird abgeschwächt,
so daß die Entfernung von H und N durch das CO-Gas behindert wird. In dem erfindungsgemäßen Verfahren werden daher
zuerst Si und Mn und dann Al oder Al und andere Elemente
zugegeben.
Die Zugabe*von Mn, Si, Al oder Al und anderen Zuschlägen
in einer bestimmten Stufe während der Entgasungsbehandlung nach dem Erfindungsgedanken stellt außerdem die Entfernung
von in den Legierungselementen enthaltenen Wasserdampf während der Abwärtsbewegung von Mn und Si sicher, stabilisiert
den Zuschlagsertrag auf einem hohen Verhältnis, gestattet den Zuschlag sehr kleiner Mengen von REM usw. und ermöglicht
eine genaue Regelung der Zusammensetzung in einem
engen Bereich.
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- ve -
Wie oben schon beschrieben wurde, wird durch das erfindungsgemäße
Verfahren die Betriebsbelastung des Konverters sehr klein gehalten und die Zusammensetzung des geschmolzenen
Stahles durch Zugabe von Mn, Si, Al oder Al und anderen Zuschlägen in einer frühen Behandlungsstufe
unter bestimmten Entgasungsbedingungen genau eingestellt, wodurch die Betriebsbelastung des Entgasungsgefäßes und
der Pfanne wesentlich erleichtert wird.
Nach dein Gedanken der vorliegenden Erfindung wird weiterhin
der Ertrag der Eisenlegierung für die Einstellung der Zusammensetzung auf einor hohen Stufe mit weniger Schwankungen
gehalten und dadurch die Einschlüsse im Stahl sehr klein gehalten und die Menge von im Stahl vorhandenen H
auf derselben Stufe gehalten, wie sie durch eine herkömmliche Entgasungsbehandlung mit hohem Unterdruck erreicht
wird. Weiterhin wird nach dem Gedanken der vorliegenden Erfindung die Temperatur des einer Stranggießmaschine zuzuführenden,
geschmolzenen Stahles mit geringeren Schwankungen auf einer sehr niedrigeren Temperatur gehalten,
die nur 5 bis 30 0C über der Erstarrungstemperatur liegt,
und das Stranggießen des so erhaltenen geschmolzenen Stahles kann ohne Verstopfung der Gießdüse an der Pfanne erfolgen.
Die vorliegende Erfindung ist daher vorteilhaft für die Herstellung von Gießereiprodukten für hochwertige dicke
Platten und heißgewalzfee Stahlbleche durch Hochgeschwindigkeitsguß
und Strangguß.
Bisher wurde der erfindungsgemäße Prozeß beschrieben. Anschließend
werden die in diesem Prozeß benutzten Geräte beschrieben.
Bei dem in Fig. 13 gezeigten Ausführungsbeispiel ist 1
ein mit einem Unterdruck-Absaugsystem verbundenes Absaugrohr, 2 ein Entgasungsbehälter, 3 eine Steigleitung, 4 eine
Fall-Leitung, 5 ein Aufnahmegefäß für geschmolzenes Metall 6,
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7 eine Grundplatte für das Gefäß 5, 19 ein Gerät für die Zugabe von Eisenlegierungen. Die Grundplatte 7 ist mit
einer Senkrechtführung 8 und einem Hydraulikhebelzylinder
9 versehen und auf dem Boden 10 aufgestellt.
Der Entgasungsbehälter 2 ist auf einer Laufkatze 13 gelagert, die sich mit den Rädern 12 auf den Schienen 11 bewegen
kann und das Absaugrohr ist mit einem Unterdruckfühler 14 versehen, der den Unterdruck im Entgasungsbehälter
mißt. Die Strecke 15 zwischen der Oberfläche des geschmolzenen Metalles 6 im Aufnahmegefäß 5 entsprechend
dem Unterdruck im Entgasungsbehälter 2 und der Bahnfläche 18, auf der das geschmolzene Metall im Entgasungsbehälter zirkulieren
kann, wird vorher durch eine Vergleichssteuerung 16 gespeichert, und der vom Unterdruckfühler 14 gemessene
Wert wird in die Vergleichssteuerung 16 zum Vergleich der gespeicherten Strecke mit dem gemessenen Wert eingegeben
und ein Wert für die benötigte Strecke 15 Λ - 15 an die
-1 -n
Öldruckquelle 17 gegeben.
Die öldruckquelle 17 speist den Hydraulikzylinder 9 so,
daß die oben verlangte Strecke 15. - 15_ eingehalten
wird. Der Betriebsabstand wird zu diesem Zeitpunkt entsprechend den von einem Abstandsmeßgerät am Hydraulikzylinder
an die Vergleichssteuerung 16 gegebenen Signalen gesteuert und korrigiert.
Im obigen Ausführungsbeispiel wird nach Darstellung das Aufnahmegefäß 5 aufwärts und abwärts bewegt. Manjkann jedoch
auf der Laufkatze 13 auch eine Hebevorrichtung für den Entgasungsbehälter 2 vorsehen und so in einer ähnlichen
Betriebsartarbeiten, oder man kann sowohl den Entgasungsbehälter 2 als auch das Aufnahmegefäß 5 für eine
Aufwärts- und Abwärtsbewegung bauen.
Die Vergleichssteuerung 16 kann außerdem so ausgelegt sein, daß der Unterdruck im Entgasungsbehälter 2 angezeigt
und die öldruckquelle auf der Basis dieser Relation betätigt wird.
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Ein weiteres Ausführungsbeispiel des in dem erfindungsgemäßen Verfahren benutzten Entgasungsgerätes ist in
Fig. 14 gezeigt. Ein Absauger 1o1 enthält mehrere Dampfstrahl abs auger, die Absaugleitung 102 ist mit dem Entgasungsbehälter 103 und dem Absauger 101 verbunden, der
Kohlenstoffgehalt im Entgasungsbehälter wird durchleinen Fühler 104 abgefühlt, der aus einem Gasanalysator, einem
Kohlenstoff-Konzentrationszähler und einem Gasflußmesser
besteht, 105 ist ein ünterdruckfühler, der den Unterdruck
im Entgasungsbehälter abfühlt, 106 ist ein Eisenlegierungs-Zugabegerät, 107 ist eine, den Entgasungsbehälter 103
tragende Laufkatze, 108 ist ein Rad, 109 ist eine Schiene, 110 ist eine Steigleitung, 111 ist eine Fall-Leitung, 112
ist ein Aufnahmegefäß für das geschmolzene Metall 113, 114 ist eine Grundplatte, 115 ist eine Hubvorrichtung, wie
etwa ein Hydraulikzylinder für die Grundplatte 114, 116
ist eine Senkrechtführung für die Grundplatte 114, 117
ist der Boden, 118 ist ein Befehlsgerät für die Unterdrucksteuerung, 119 ist ein AbstandsbefehIsgerät und 120
ist eine Anlage zum Einhalten des benötigten Abstandes, bestehend aus der öldruckquelle 121 und der Hubvorrichtung 115.
In dem oben gezeigten Ausführungsbeispiel werden Betriebsbefehle an das Unterdruck-Befehlsgerät 118 zu Beginn der
Entgasungsbehandlung gegeben. Die Betriebsbefehle sind unterteilt für die Positionen Stahlqualität, Deoxydationsgrad, Stahlzusammensetzung und Behandlungsbedingungen,
und das Unterdruck-Befehlsgerät 118 erhält Informationen
über die Beziehung zwischen dem Entkolungsgrad in Entgasungsbehälter 103 und dem vorgegebenen Unterdruckwert für
jede Position der Betriebsbefehle.
Der Absauger 1o1 arbeitet so unter den Betriebsbedingungen nach den Betriebsanweisungen und erhöht den Unterdruck im
Entgasungsbehälter 103 und gleichzeitig wird auf der Basis des vom Entkohlungsfühler 104 des Entgasungsbehälters 103
gemessenen Wertes ein Unterdruck entsprechend den Positionen der Betriebsbefehle eingehalten.
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In dieser Verarbeitungsstufe wird der Unterdruck im Entgas ungsbehälter 103 immer vom Fühler 105 an das Unterdruck-Befehlsgerät 118 eingegeben und mit einem vorgegebenen Wert verglichen. Ein Ausgleichsbefehl wird dann
an den Absauger gegeben, um den vorgegebenen Wert einzuhalten.
In diesem Betriebszustand gibt der Unterdruckfühler 105 weiter das Signal des Unterdrucks im Entgasungsbehälter
103 an das AbstandsbefehIsgerät 119. Das Abstandsbefehlsgerät 119 erhielt vorher einen relativen Positionswert
der Oberfläche 122 der Zirkulationsbahn des geschmolzenen Metalles zwischen der Steigleitung 110 und der Fall-Leitung
111, und die Information über den benötigten Abstand wird
an die öldruckquelle 121 auf der Basis der Ausgabe des Unterdruckfühlers 105 gegeben und dadurch hält die Hubvorrichtung 115 den erforderlichen Abstand ein.
Information über die tatsächliche Position der Hebeanlage
122 wird von einem an der Hubvorrichtung 115 angebrachten Abstandsmeßgerät (nicht dargestellt) an das Abstands-Befehlsgerät 119 gegeben, um so die Hebeeinrichtung 122
entsprechend einzustellen.
Auch in diesem Ausführungsbeispiel ist das Aufηahmegefaß
112 aufwärts und abwärts beweglich. Au f der Laufkatze kann jedoch auch eine Hebevorrichtung für den Entgasungsbehälter 103 vorgesehen werden, um einen ähnlichen Betrieb
zu erreichen, wie oben, es können aber auch Entgasungsbehälter 103 und Aufnahmegefäß 112 aufwärts und abwärts
beweglich ausgelegt werden. Als Hubvorrichtung 115 kann
anstelle des Hydraulikzylinders auch ein Motor verwendet werden.
Nach dem oben gezeigten Gerät kann man ein übermäßiges
Spritzen des geschmolzenen Metalles während der Zirkulation bei hohem Unterdruck verhindern, so daß ein gewünschter Betrieb erreicht werden kann. Außerdem kann auch bei
niedrigem Unterdruck eine ausreichende Zirkulation des geschmolzenen Metalles aufrechterhalten werden. Bei der Be-
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handlung von nicht oxydiertem oder halboxydiertem, geschmolzenen Metall kann der Unterdruck im Entgasungsbehälter außerdem von einem niedrigen bis auf einen
hohen Pegel entsprechend der fortschreitenden Deoxydation und dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Metalles
eingestellt und der erforderliche Abstand eingehalten werden, der eine gewünschte Zirkulation sicherstellt.
Eine wirksame und gleichmäßige Behandlung des geschmolzenen Metalles läßt sich somit erreichen.
Fig. 15 zeigt ein Ausführungsbeispiel für eine DH-Unterdruckentgasung.
Bei diesem Prozeß wird der Unterdruck grundsätzlich auf einem konstanten Wert von etwa 1 mm Hg gehalten,
so daß die Saughöhe des geschmolzenen Stahles und somit auch die Menge des in den Entgasungsbehälter hochgesaugten,
geschmolzenen Stahles konstant ist.
Wenn die vorliegende Erfindung im DH-Entgasungsprozeß angewandt wird, wird der Unterdruck bei fortschreitender
Entgasungsbehandlung so variiert, daß die Saughöhe des geschmolzenen Stahles nicht konstant ist und sich somit
die Menge des hochgesaugten, geschmolzenen Stahles ändert. Um die Menge des aufzusaugenden geschmolzenen Stahles auf
einen konstanten Wert zu halten, wird der Unterdruck gemessen, um die Pegelhöhe des geschmolzenen Stahles im
Entgasungsbehälter zu bestimmen, die eine vorgegebene Saughöhe des geschmolzenen Stahles und eine vorgegebene
Menge des aufzusaugenden geschmolzenen Stahles sicherstellt.
Der Hub der Aufwärts- und Abwärtsbewegung des Entgasungsbehälters wird gesteuert.
In Fig. 15 ist 01 eine mit einem Unterdruck-Absaugsystem
verbundene Absaugleitung, 02 ist ein Entgasungsbehälter, O3 ist eine Hochsaugleitung, 05 ein Aufnahmegefäß für geschmolzenes
Metall 06 und 019 ist eine Einrichtung zur Zugabe von Eisenlegierungen. In diesem Ausführungsbeispiel
wird der Entgasungsbehälter durch einen Hydraulikzylinder 09 aufwärts und abwärts bewegt und ein an der
Absaugleitung 01 angebrachter Fühler 014 mißt den Unterdruck im Entgasungsbehälter 02.
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Die Höhe H des Bodens des Entgasungsbehälters 02 erhält man durch Subtraktion der Tiefe H1 des geschmolzenen
Stahles im Entgasungsbehälter 02, die für das Aufsaugen einer vorgegebenen Menge geschmolzenen Stahles in
den Behälter 02 zur Entgasung erforderlich ist, von der Aufsaughöhe h des geschmolzenen Stahles entsprechend dem
Unterdruck in dem Behälter (somit ist H = h-H1). Dieser
Wert wird vorher in einer Vergleichssteuerung 16 gespeichert und der vom Fühler 014 gemessene Wert wird ebenfalls
in diese Steuerung 016 zum Vergleich mit der gespeicherten Information eingegeben, um Information über
die benötigte Strecke H1 - H an eine öldruckquelle 017
auszugeben, die den Hydraulikzylinder 09 so treibt, daß der Entgasungsbehälter entsprechend aufwärts oder abwärts
bewegt wird, um die benötigte Strecke H1 - H
einzuhalten. Die Betriebsstrecke des Hydraulikzylinders wird zu dieser Zeit auf der Basis der an die Vergleichssteuerung 016 von einem Abstandsmeßgerät am Hydraulikzylinder
(nicht dargestellt) gegebenen Signale gesteuert.
Die vorliegende Erfindung wird nachfolgend anhand von Beispielen weiter erklärt.
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C, 0,60 % Si, 0,60 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um einen geschmolzenen Stahl mit der
Zusammensetzung Temperatur und Schlackenzusammensetzung beim Ende des Blasens zu erhalten, wie sie in TAbelle 1
aufgeführt sind. Der so erzielte geschmolzene Stahl wurde dann ohne Zugabe einer Eisenlegierung während des
Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RH-Unterdruckentgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene
Stahl bei einem durch einen Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 250 und 25 mm Hg geregelten
Unterdruck behandelt wurde, wobei der Unterdruck in dem angegebenen Bereich entsprechend dem Kohlenstoff-Entzug
des geschmolzenen Stahles schrittweise
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geregelt wurde, wie es in Fig. 2b dargestellt ist. Während der Gasentziehung wurde das Spritzen innerhalb der
gleatten Betriebszone gut gesteuert und die Behandlung
war mit vier Zirkulationen in 16 Minuten abgeschlossen. Legierungselemente wurden in der in Tabelle 1 aufgeführten
Menge bei 14 Minuten zugegeben. Dann wurde der so in seiner Zusammensetzung eingeregelte Stahl durch
die Stranggießmaschine mit gebogenem Strangprofil unter den in Tabelle 1 aufgeführten Bedingungen im Stranggießverfahren
vergossen. Während des Gießens ergab sich fast keine Störung durch DüsenVerstopfung und es wurde ein
mit Al beruhigter, für das kaltwalzen geeigneter Stahl mit ausgezeichneter Oberflächenqualität erzielt, der
außerdem vollständig frei war von internen Fehlern.
300 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C,
0,60 % Si, 0,60 % Mn, 0,100 % P, 0,02 % S und dem Rest Eisen und 50 t Schrott wurden in einen Konverter gegeben
und 15 Minuten lang geblasen, um die in Tabelle 1 aufgeführte Stahlzusanunensetzung und -temperatur und
Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens zu erhalten und dann wurde eine kleine Menge hochgekohlten Fe-Mn
(1,5 kg/t des geschmolzenen Stahles) allein während des Umgießens vom Konverter in eine Pfanne zugegeben.
Der geschmolzene Stahl wurde dann in einen RH-ünterdruckentgasungsbehälter übertragen, wo er unter von einem
Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 150 und 10 mm Hg behandelt wurde, während der Unterdruck
in dem angegebenen Bereich entsprechend dem Grad des Kohlenstoffentzuges des geschmolzenen Stahles nach Darstellung
in FIg. 2b geregelt wurde.
Während der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen Betribszone geregelt und
die Behandlung wurde mit 3,0 Zirkulationen in 12 Minuten abgeschlossen.
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Legierungselemente wurden in der in Tabelle 1 angegebenen Menge in der zehnten Behandlungsminute zugegeben, um die
in Tabelle 1 angegebene Zusammensetzung einzustellen. Der so in seiner Zusammensetzung eingestellte, geschmolzene
Stahl wurde durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 1 aufgeführten Bedingungen
im Stranggießverfahren vergossen. Es ergab sich fast keine Störung des Gießvorganges durch verstopfte Düsen und es
wurde ein mit Al beruhigter, für heißgewalzte Stahlbleche mittlerer Stärke geeigneter, genauso hervorragender Stahl
wie im Beispiel 1, erzielt.
245 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C,
0,65 % Si, 0,55 % Mn, 0,100 % P, 0,02 % S und dem Rest Eisen und 26 t Schrott wurden in einen Konverter geladen
und 16 Minuten lang geblasen, um die Stahlzusammensetzung und Temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung beim
Ende des Blasens zu erreichen, die in Tabelle 1 aufgeführt sind. Der so erhaltene, geschmolzene Stahl wurde ohne
Zusatz einer Eisenlegierung während des Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher in einen DH-Entgasungsbehälter
übertragen,wö& 8er geschmolzene Stahl durch Aufsaugen
unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 150 und 10 mm Hg entgast, während
der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles schrittweise geregelt und die Höhe
des Entgasungsbehältere eingestellt wurde. Während der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut innerhalb
der glatten Betriebszone geregelt und die Behandlung wurde mit 3,5 Zirkulationen in 12 Minuten abgeschlossen.
Legierungselemente wurden in der zehnten Minute in der in Tabelle 1 angegebenen Menge zugegeben, um die Stahlzusammensetzung
einzustellen. Der so erzielte, geschmolzene Stahl wurde durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem
Profil unter den in Tabelle 1 aufgeführten Bedingungen im Stranggießverfahren vergossen. Es ergab sich
fast keine Düsenverstopfung während des Gießens und es
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wurde ein mit Al beruhigter, für heißgewalzte, mittlere
Stahlbleche genauso ausgezeichneter Stahl erzielt, wie im Beispiel 1.
Vergleich 1:
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C, 0,60 % Si, 0,60 % Mn, O,1OO % P, 0,020 % S und dem Rest
Roheisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um einen geschmolzenen Stahl mit der
Zusammensetzung und Temperatur und Schlackenzusammensetzung beim Ende des Blasens zu erhalten, wie sie in
Tabelle 1 aufgeführt sind. Der so erhaltene, geschmolzene Stahl wurde dann unter Zugabe von 2,8 kg/t niedriggekohlten
Fe-Mn und 2,5 kh/t Al während des Gießens zur Einstellung der Zusammensetzung in eine Pfanne gegossen
und der so eingestellte Stahl dann einer Stranggießmaschine mit gebogenem Profil zugeführt, um einen
mit Al beruhigten Stahl für das kaltwalzen zu erhalten. Die Trichtertemperatur der Schmelze wurde in diesem Vergleich
mit 1557 0C, d.h., 14 0C höher als bei dem erfindungsgemäßen
Verfahren, festgesetzt, und trotz dieser höheren Temperatur der Schmelze im Trichter verstopfte
die Düse durch die Aluminiumoxyd-Einschlüsse sehr häufig während des Gießens und es war unmöglich, eine höhere
Gießgeschwindigkeit als 1,2 m/Min, zu erreichen. Die Freiheit von internen Fehlern und die Oberflächenqualität
der durch dieses Vergleichsverfahren hergestellten Produkte lagen wesentlich unter den Werten der
nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Produkte, was auch den Fign. 7 und 8 zu entnehmen ist.
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,4 % C,
0,60 % Si, 0,60 % Mn, 0,1OO % P, 0,025 % S und dem Rest Roheisen, wurden in einen Konverter geladen und 15
Minuten lang geblasen, um die in Tabelle 2 aufgeführte Zusammensetzung und Temperatur und Schlackenzusammensetzung
beim Ende des Blasens zu erreichen. Der so erhaltene, geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe einer
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Zugabe einer kleinen Menge (2,6 kg/t) hochgekohlten Fe-Mn allein während des Gießens in eine Pfanne gegossen und
hinterher in einen RH-Unterdruckentgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl unter einem durch einen
Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 250 und 20 mm Hg behandelt, während der Unterdruck innerhalb des
angegebenen Bereiches entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem Muster schrittweise
eingestellt wurde: in den ersten 5 Minuten zwischen 250 und 200 mm Hg; in der 5. bis 13. Minute zwischen 200
und 50 mm Hg; in der 13. bis 16. Minute zwischen 50 und 20 mm Hg. Das Spritzen während der Behandlung wurde gut
innerhalb der gleichmäßigen Betriebszone geregelt und die Behandlung war mit 4,0 Zirkulationen in 16 Minuten abgeschlossen.
Die Legierungselemente wurden zwischen der 14. und 16. Minute in der in Tabelle 2 aufgeführten Menge zur
gegeben, um die ebenfalls in Tabelle 2 aufgeführte eingestellte Zusammensetzung zu erhalten. Der so erzielte, geschmolzene
Stahl wurde dann durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 2 aufgeführten
Bedingungen im Stranggießverfaliren vergossen. Störungen durch Düsenverstopfung während des Gießens traten fast
nicht auf und es wurde ein mit Al beruhigter, für das Kaltwalzen geeigneter Stahl erzielt, der bemerkenswert wenige
innere Oxydeinschlüsse und eine ausgezeichnete Oberflächenqualität aufwies.
300 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C,
0,55 % Si, 0,60 % Mn, 0,150 % P, 0,02 % S und dem Rest Eisen und 55 t Schrott, wurden in einen Konverter geladen
und 15 Minuten lnng geblasen, um am Ende des Blasens
die Stahlzusammensetzung und Temperatur und die Schlackenzusammensetzung
zu bekommen, die in Tabelle 2 aufgeführt ist. Eine kleine Menge (2,6 kg/t) hochgekohlten Fe-Mn wurde
während des Gießens in eine Pfanne zugegeben. DAnn wurde der geschmolzene Stahl in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen und dort unter einem von einem Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 250 und 30 n ι Hg
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behandelt, wobei der Unterdruck in dem angegebenen Bereich entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahls
nach folgendem Muster schrittweise geändert wurde: in der ersten Periode von 5 Minuten zwischen 250 und 150 mm Hg;
in der zweiten Periode von 5 bis 9 Minuten zwischen 150 und 50 mm Hg und in der dritten Periode von der 9. zur 12.
Minute zwischen 50 und 30 mm Hg. Während der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen
Betriebszone gesteuert und die Behandlung war mit 3,0 Zirkulationen in 12 Minuten beendet.
Legierungselemente wurden zwischen der 10. und der 12. Minute in der in Tabelle 2 angegebenen Menge zugegeben, um die in
Tabelle 2 aufgeführte Zusammensetzung einzustellen. Der so eingestellte, geschmolzene Stahl wurde durch eine Strr^aggießmaschine
mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 2 aufgeführten Bedingungen im Stranggießverfahren vergossen.
Es ergab sich fast keien Düsenverstopfung während des Gießens und es wurde ein mit Si beruhigter Stahl für Kaltwalzzwecke
erzielt, der genauso ausgezeichnete Eigenschaften hatte wie der Stahl im Beispiel 4.
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C, 0,60 % Si,
0,60 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um
am Ende des Blasens die in Tabelle 2 aufgeführte Stan1zusammensetzung
, Temperatur und Schlackenzusammensetzung zu erhalten. Der so erhaltene, geschmolzene Stahl wurde dann unter
Zugabe einer kleinen Menge (1,5 kg/t) hochgekohlten Fe-Mn allein während des Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher
in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen,
wo der geschmolzene Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 210 und 15 mm Hg
behandelt wurde, während der Unterdruck in dem angegebenen Bereich entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen
Stahles nach folgendem Muster schrittweise geregelt wurde:
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In der ersten Periode von 4 Minuten zwischen 210 und 150 mm Hg; in der zweiten Periode von der 4. zur 7. Minute
zwischen 150 und 100 mm Hg; in der dritten Periode von der 7. zur 13. Minute zwischen 100 und 15 mm Hg. Während
der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen Betriebszone gesteuert und die Behandlung
wurde mit 3,25 Zirkulationen in 13 Minuten abgeschlossen.
Legierungselemente wurden zwischen der 7. Minute und der 13. Minute in der in Tabelle 2 angegebenen Menge zum Einstellen
der Zusammensetzung zugegeben. Der so eingestellte geschmolzene Stahl wurde durch eine Stranggießmaschine mit
gebogenem Profil unter den in Tabelle 2 angegebenen Bedingungen im Stranggießverfahren vergossen. Dabei ergab sich
während des Gießens fast keine Düsenverstopfung und es wurde ein mit Si beruhigter Stahl für Heißwalζzwecke erzielt,
der dieselben ausgezeichneten Eigenschaften aufwies wie der im Beispiel 4 erzeugte Stahl.
300 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4.5 % C,
0,60 % Si, 0,60 % Mn, 0,100 % P, 0,02 % S und dem Rest Roheisen und 55 t Schrott wurden in einen Konverter geladen
und 17 Minuten lang geblasen, um am Ende des Blasens
die in Tabelle 2 aufgeführte Stahlzusammensetzung, Temperatur und Schlackenzusammensetzung zu erhalten. Der geschmolzene
Stahl wurde dann ohne Zuaatz einer Eisenlegierung beim Gießen in eine Pfanne gegossen und hinterher in einen
RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene
Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 190 und 20 mm Hg behandelt wurde,
wobei der Unterdruck in dem angegebenen Bereich entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles
nach folgendem Muster schrittweise eingestellt wurde: in der ersten Periode von 4 Minuten zwischen 190 und 150 mm Hg;
in der zweiten Periode von der 4. zur 8. Minute zwischen 150 und 100 mm Hg; in der dritten Periode von der 8. zur
Minute zwischen 100 und 20 mm Hg. Wäfchrend der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen
Betriebszone gesteuert und die Behandlung war mit 3,5 Zirku-
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lationen nach 14 Minuten beendet.
Legierungselemente wurden zwischen der 8. Minute und der 14. Minute in der in Tabelle 2 angegebenen Menge zur Einstellung
der Zusammensetzung zugegeben. Der so eingestellte geschmolzene Stahl wurde durch eine Stranggießmaschine
mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 2 aufgeführten Bedingungen im Stranggießverfahren vergossen.
Es trat während des Gießens fast keine Düsenverstopfung auf und es wurde ein mit Si beruhigter Stahl für Heißwalzen
erzielt, der genauso ausgezeichnete Eigenschaften hatte wie der im Beispiel 4 erzielte Stahl.
245 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C, 0,65 % Si, 0,55 % Mn, 0,100 % P, 0,02 * S und dem Rest
Roheisen und 26 t Schrott wurden in einen Konverter gegeben und 17 Minuten lang geblasen, um an Ende des Blasens
die in Tabelle 2 aufgeführte Stahlzusammensetzung und Temperatur und die Schlackenzusanunensetzung zu erhalten.
Der geschmolzene Stahl wurde dann ohne Zusatz einer Eisenlegierung während des Gießens in eine Pfanne gegossen
und hinterher in einen DH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl durch Aufsaugen
unter einen von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 190 und 20 mm Hg entgast wurde, wobei
der Unterdruck in dem angegebenen Bereich entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach
nachfolgendem Muster schrittweise eingestellt wurde: in der ersten Periode bis zur 4. Minute zwischen 190 und
150 mm Hg; in der zweiten Periode von der vierten zur achten Minute zwischen 150 und 100 mm Hg; in der dritten
Periode von der 8. zur 13. Minute zwischen 100 und 20 mm Hg, dabei wurde die Höheres DH-Unterdruck-Entgasungsbehälters
geregelt. Während der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen Betriebszone gesteuert und die Behandlung war mit 3,7 Zirkulationen
in 13 Minuten beendet.
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Legierungselemente wurden an einem Punkt zwischen der 7. und 13. Minute in der in der Tabelle 2 angegebenen
Menge zum Einstellen der Zusammensetzung zugegeben. Der so eingestellte geschmolzene Stahl wurde durch eine
Stranggießmaschine unter den in Tabelle 2 aufgeführten Bedingungen im Stranggießverfahren vergossen. Es ergab
sich fast keine Düsenverstopfung während des Gießens und es wurde ein für das Heißwalzen geeigneter, mit
Si beruhigter Stahl erzielt, der dieselben ausgezeichneten Eigenschaften hatte, wie der im Beispiel 4 erwähnte
Stahl.
Vergleich 2:
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,3 % C, 0,55 % Si, 0,65 Mn, 0,095 % P, 0,015 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter gegeben und 15 Minuten lang zur Erzielung der in Tabelle 2 aufgeführten Stahlzusanunensetzung
und Temperatur und der Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens geblasen. Der so erzielte
geschmolzene Stahl wurde dann unter Zugabe von 3,86 kg/t niedriggekohltem Fe-Mn, 0,94 kg/t von Fe-Si und 0,43 kg/t
Al während des Gießens zur Einstellung der Endzusammensetzung in eine Pfanne gegossen. Der so eingestellte
geschmolzene Stahl wurde einer Stranggießmaschine zur Erzeugung von mit Si beruhigtem Stahl für das Kaltwalzen
zugeführt. Obwohl die Trichtertemperatur bei diesem Vergleichsverfahren 12 bis 17 0C höher gehalten wurde als
bei der vorliegenden Erfindung, verstopfte die Düse durch Oxydeinschlüsse während des Gießens sehr oft und es
konnte keine höhre Gießgeschwindigkeit als 1,2 m/Min, eingehalten werden. Die innere Fehlerfreiheit und die
Oberflächenqualität des Produktes dieses Vergleichsverfahrens
waren wesentlich schlechter als diejenigen Werte der nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten
Produkte, wie es auch in dern Fign. 9 und 10 gezeigt ist.
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Vergleich 3:
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5 % C, 0,60 % Si, 0,60 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest
Roheisen, wurden in einen Konverter gegeben und dann 15 Minuten lang geblasen, um beim Ende des Blasens die
in Tabelle 2 aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur und die Schlackenzusammensetzung zu erreichen.
DAnn wurde der geschmolzene Stahl unter Zusatz von 6,29 kg/t hochgekohlten Fe-Mn während des Gießens und Zusatz von
2,04 kg/t von Fe-Si und 0,10 kg/t von Al nach dem Gießen in eine Pfanne gegossen und unter einer nichtoxydierenden
Atmosphäre umgerührt, um die endgültige Stahlzusammensetzung einzustellen. Der so eingestellte geschmolzene
Stahl wurde dann einer Stranggießmaschine mit gebogenem Profil zugeführt, um einen mit Si beruhigten Stahl für
das Heißwalzen herzustellen.
Obwohl die Trichtertemperatur in diesem Vergleichsverfahren
8 bis 10 C höher gehalten wurde als bei dem erfindungsgemäßen Verfahren, verstopfte die Düse durch
Oxydeinschlüsse während des Gießens sehr oft und es war unmöglich, eine höhere Gießgeschwindigkeit als 1,2 m/Min,
einzuhalten. Die innere Fehlerfreiheit und die Oberflächenqualität des durch dieses Vergleichsverfahren erzielten
Produktes waren genauso schlecht wie die entsprechenden Werte im Vergleich 2 und beträchtlich schlechter
als die betreffenden Werte der nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Produkte.
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40 % C, 0,45 % Si, 0,65 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um beim Ende des Blasens die in der Tabelle
3 aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur und die Schlackenzusammensetzung zu bekommen. Dann wurde der
geschmolzene Stahl ohne Zugabe einer Eisenlegierung während des Gießens in eine Pfanne gegossen und in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen, wo der geschmol-
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zene Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 250 und 10 mm Hg behandelt
wurde, während der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach,
folgendem Muster schrittweise geregelt wurde: in der ersten Periode von 4 Minuten zwischen 250 und 150 mm Hg;
in der zweiten Periode von der 4. bis zur 7. Minute zwischen 150 und 100 mm Hg; in der dritten Periode
von der 7. zur 11. Minute auf 60 mm Hg und in der vierten Periode von der 11. bis zur 18. Minute auf
10 mm Hg.
Während des Gansentzuges wurden die Legierungselemente in den in Tabelle 3 aufgeführten Mengen zugegeben und
dann der geschmolzene Stahl durch eine Stranggießmaschine unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen
vergossen. Die Düse sowohl in der Pfanne als auch im Trichter verstopften während des Gießens fast nicht
und es ergab sich ein mit Al-Si beruhigter Stahl mit weniger inneren Fehlern und ausgezeichneter Oberflächenqualität,
und wie in der Brammenanalyse in Tabelle 3 gezeigt ist, lag der H-Gehalt in dem so erzielten Stahl
durchaus innerhalb des zulässigen Bereiches. Der Stahl war für die Herstellung dicker Stahlbleche mit einer
Zugfestigkeit von 40 kg/mm geeignet.
355 t geschmolzenen Roheisens,bestehend aus 4,45 % C,
0,50 % Si, 0,55 % Mn, 0,098 % P, 0,020 % S und dem Rest Roheisen, wurden in einen Konverter geladen und 16 Minuten
lang geblasen, um am Ende des Blasens die in Tabelle 3 aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur
und die Schlackenzusammensetzung zu erreichen. Der so erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe einer
kleinen Menge (2,9 kg/t) von Fe-Mn während des Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen, wo der geschmolzene Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten
Unterdruck zwischen 300 und 1,0 mm Hg behandelt
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wurde, während der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem
Muster schrittweise geregelt wurde: in der ersten Periode bis zu#r vierten Minute zwischen 300 und 150 mm Hg;
in der zweiten Periode von der 4. zur 11. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg; in der dritten Periode von der
11. zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Legierungselemente wurden während des Gasentzuges in den in Tabelle 3 aufgeführten Mengen zugegeben. Dann wurde der geschmolzene
Stahl durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen
vergossen. Die Düse der Pfanne und des Trichters verstopften während des Gießens fast nicht und es ergab
sich ein mit Al-Si beruhigter Stahl mit weniger inneren Fehlern und einer ausgezeichneten Oberflächenqualität,
und wie aus der Brammenanalyse in Tabelle 3 hervorgeht, lag der H-Gehalt des so erzielten Stahles durchaus innerhalb des zulässigen Bereiches. Der Stahl war für die
Herstellung dicker
stigkeit geeignet.
2 Herstellung dicker Stahlplatten von 40 kg/mm Zugfe-
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40 % C,
0,45 % Si, 0,55 % Mn, 0,110 % P, 0,015 % S und dem Rest Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 17 Minuten lang geblasen, um die/Tabelle 3 aufgeführte Stahlzusammensetzung und-temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens zu erhalten. Der so
erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter Zuschlag einer kleinen Menge (2,9 kg/t) Fe-Mn während des Gießens in
eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter gegeben, wo der geschmolzene
Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 300 und 10 mm Hg behandelt
wurde. Dabei wurde der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem
Muster schrittweise geregelt: in der ersten Periode bis zur vierten Minute zwischen 300 und 150 mm Hg;
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in der zweiten Periode von der 4. zur 11. Minute zwischen 100 und 60 nun Hg und in der dritten Periode von
der 11. bis zur 18. Minute auf 10 nun Hg. Während des Gasentzuges wurden die in Tabelle 3 angegebenen Mengen
von Legierungselementen zugegeben und der so erhaltene geschmolzene Stahl von einer Stranggießmaschine mit
gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen. Es ergab sich fast keine Verstopfung
der Düsen an der Pfanne und am Trichter während des Gießens und man erzielte einen mit Al-Si
beruhigten Stahl, der weniger innere Fehler und eine ausgezeichnete Oberflächenqualität hatte. Wie aus der
Braaaenanalyse in Tabelle 3 hervorgeht, lag der H-Gehalt
des so erzeugten Stahles durchaus im zulässigen Bereich. Der Stahl war für die Herstellung dicker
Stahlbl
eignet.
eignet.
Stahlbleche mit einer Zugfestigkeit von 50 kg/mm ge
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,4O % C,
0,40 % Si, 0,55 % Mn, 0,105 % P, 0,20 % S und dem Rest Roheisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten
lang geblasen, um eine Stah!zusammensetzung und
-temperatur sowie Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens zu enthalten, wie sie in Tabelle 3 aufgeführt
ist. Der so erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe einer kleinen Menge (2,9 kg/t) Fe-Mn während des
Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene
Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 300 und 10 mm Hg
behandelt wurde, wobei der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem
Muster schrittweise geregelt wurde: in der ersten Periode bis zur vierten Minute zwischen 300 und
150 mm Hg; in der zweiten Periode von der 4. bis zur 11. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg; Inder dritten Periode
von der 11. zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Während der Entgasungsbehandlung wurden Legierungselemente in den
in Tabelle 3 aufgeführten Mengen zugegeben und der so erhaltene geschmolzene Stahl von einer Stranggießmaschine
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2733^50
mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten
Bedingungen vergossen. Die Düse an der Pfanne und am Trichter verstopften während des Gießens fast nicht und
man erhielt einen mit Al-Si beruhigten Stahl mit weniger inneren Fehlern und einer ausgezeichneten Oberflächenqualität,
und wie aus der Brammenanalyse zu ersehen ist, lag der H-Gehalt im Stahl durchaus im zulässigen Bereich.
Der so erhaltene Stahl war für die Herstellung dicker
Stahlbleche mit einer Zugfestigkeit von 40 kg/mm geeignet.
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45 % C, 0,50 % Si, 0,55 % Mn, 0,103 % P, 0,022 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter gegeben und 15 Minuten lang geblasen, um die in Tabelle 3 angegebene Stahlzusammensetzung
und -temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens zu erhalten. Der so
erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe einer kleinen Menge (2,9 kg/t) Fe-Mn während des Gießens in
eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RH-ünterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen, wo der geschmolzene Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 300 und 10 iran Hg behandelt
wurde, wobei der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem
Nüster schrittweise geregelt wurde* in der ersten Periode bis zuer 4. Minute zwischen 300 und 150 mm Hg;
in der zweiten Periode von der 4. bis zur 11. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg; in der dritten Periode
von der 11. bis zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Legierungselemente wurden während der Entgasung in den in
Tabelle 3 angegebenen Mengen zugeschlagen und der so erhaltene geschmolzene Stahl wurde durch eine Stranggießmaschine
mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen. Die Düsen der
Pfanne und des Trichters verstopften während des Gießens fast nicht und man erhielt einen mit Al-Si beruhigten
Stahl mit weniger inneren Fehlern und einer ausgezeichneten Öberflächenqualität, und wie aus der
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Brammenanalyse in Tabelle 3 hervorgeht, lag der H-Gehalt des Stahles durchaus im zulässigen Bereich.
Der so erhaltene Stahl war für die Herstellung dicker Stahlbli
eignet.
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40 % C, 0,52 % Si, 0,50 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um die in Tabelle 3 ausgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens zu erhalten. Der so
erhaltene geschmolzene Stahl wurde ohne Zugabe einer Eisenlegierung während des Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl unter
einem von einem Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 300 und 10 mm Hg behandelt wurde, w^ährend
der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des
geschmolzenen Stahles nach folgendem Muster schrittweise geregelt wurde: in der ersten Periode bis zur 4. Minute
zwischen 300 und 150 mm Hg; in der zweiten Periode von der 4. bis zur 11. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg und
in der dritten Periode von der 11. bis zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Legierungselemente wurden während der
Entgasung in den in der Tabelle 3 aufgeführten Mengen zugeschlagen und der so erhaltene geschmolzene Stahl
durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen.
Beim Gießen verstopften die Düsen der Pfanne und des Trichters fast nicht und man erhielt einen mit Al-Si beruhigten Stahl, der weniger innere Fehler und eine ausgezeichnete Oberflächenqualität hatte und gemäß der
Brammenanalyse in Tabelle 3 einen H-Gehalt, der durchaus im zulässigen Bereich lag. Der so erhaltene Stahl
war für die Herstellung von Stahlrohren geeigent.
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Beispiel 15:
271 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45 % C, 0,65 % Si, 0,55 % Mn, 0,098 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einem Konverter geladen und 16 Minuten lang geblasen, um am Ende des Blasens die in Tabelle 3
aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung zu erhalten. Der so erhaltene
geschmolzene Stahl wurde unter Zuschlag einer kleinen Menge (2,9 kg/t) von Fe-Mn während des Gießens
in eine Pfanne gegossen und dann in einen DH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl
durch Aufsaugen unter einem von einem Unterdruckgenerator
gelieferten Unterdruck zwischen 300 und 10 mm Hg entgast wurde, wobei der Unterdruck entsprechend dem
Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem
Muster geregelt wurde: in der ersten Periode
bis zur vierten Minute zwischen 300 und 150 mm Hg; in der zweiten Periode von der vierten zur zehnten Minute
zwischen 100 und 60 mm Hg und in der dritten Periode von der 10. bis zur 15. Minute auf 10 mm Hg; außerdem
wurde die Höhe des DH-Unterdruck-Entgasungsbehälters eingestellt. Legierungselemente wurden während der Entgasung
in den in Tabelle 3 angegebenen Mengen zugegeben und der so erhaltene geschmolzene Stahl kontinuierlich
durch eine Stranggießmaschine gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen.
Beim Gießen verstopfte die Düse der Pfanne und des Trichters fast nicht und man erhielt einen mit Al-Si
beruhigten Stahl, der wenige innere Fehler und eine ausgezeichnete Oberflächenqualität hatte und nach Darstellung
in der Brammenanalyse in Tabelle 3 einen H-Gehalt aufwies, der durchaus im zulässigen Bereich lag.
Vergleich 4:
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45 % C, 0,50 % Si, 0,55 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lan geblasen, um am Ende des Blasesn die in Tabelle 3
aufgeführte Stahizusammensetzung und -temperatur sowie
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Schlackenzusanunensetzung zu erhalten. Der so erhaltene Stahl wurde in eine Pfanne unter Zuschlag einer kleinen
Menge (2,9 kg/t) von Fe-Mn während des Gießens gegossen und dann in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen und unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 300 und 10 mm Hg behandelt,
wobei der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem Muster
schrittweise eingestellt wurde: in der ersten Periode bis zur 4. Minute zwischen 300 und 150 mm Hg; in der
zweiten Periode von der 4. bis zur 12. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg und in der dritten Periode von der 12.
bis zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Legierungselemente wurden in der Endstufe -Entgasungsbehandlung nach den Angaben
in Tabeele 3 zugegeben und der so erhaltene geschmolzene Stahl durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem
Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen. Die Düse der Pfanne und des Trichters verstopften
häufig und 3,2 % des Produktes wurden wegen interner Fehler zurückgewiesen. Außerdem hatte das Produkt eine
sehr niedrige Oberflächenqualität, die eine Oberflächenbehandlung der Bramme von bis zu 19 % verlangte.
Vergleich 5:
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40 % C, 0,50 % Si, 0,55 % Mn, 0,105 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 16 Minuten lang geblasen, um am Ende des Blasens die in Tabelle 3
angegebene Stahlzusammensetzung und-temperatur sowie die Schlackenzusanunensetzung zu erhalten. Der so erhaltene
geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe von Eisenlegierung während des Gießens in eine Pfanne gegossen
und dann in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl unter einem von einem
Unterdruckgenerator geliefertten Unterdruck zwischen 300 und 10 mm Hg behandelt wurde, wobei der Unterdruck
entsprechend dem Kohlenstoffentzug des geschmolzenen Stahles nach folgendem Muster eingestellt wurde: in der
ersten Periode bis zur 4. Minute zwischen 300 und 150 mm Hg;
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in der zweiten Periode von der 4. zur 12. Minute zwischen 100 und 60 itunHg und in der dritten Periode von
der 12. bis zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Legierungselemente wurden in der Endstufe, in der weniger als
1,5 Zirkulationen übrig blieben, nach den Angaben in Tabelle 3 zugegeben und der so erhaltene geschmolzene
Stahl durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem Profil vergossen. Die Düsen der Pfanne und des Trichters
verstopften häufig und 3,2 % des erhaltenen Produktes wurden wegen innerer Fehler zurückgewiesen. Das Produkt hatte eine sehr niedrige Oberflächenqualität und
die Bramme verlangte eine Oberflächenbearbeitung bis zu 19 I.
Vergleich 6:
355 J: geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45 % C,
0,50 % Si, 0,55 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest Eisen, wurden in einen Konverter geladen und 16 Minuten
lang geblasen, um die in Tabelle 3 aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung am Ende des Blasens zu erhalten. Der so
erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter zugabe von Eisenlegierung während des Gießens in eine Pfanne bei
einer Temperatur von 1650 0C gegossen und dann in einen
RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl 30 Minuten lang unter einem hohen Vakuum von höchstens 1 mm Hg während der Behandlung gehalten
wurde und sehr kleine Mengen von FE-Si und Fe-Mn und Kohlungsmittel in der 25. Minute nach den Angaben in
Tabelle 3 zugegeben wurden, um die Zusammensetzung fein einzustellen. Der so erhaltene geschmolzene Stahl wurde
durch eine Stranggießmaschine mit gebogenem Profil unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen. Der resultierende, mit Al-Si beruhigte Stahl
zeigte eine gute Qualität für die Herstellung von dicken Stahlblechen mit einer Zugfestigkeit von 40 kg/mm ,
wies jedoch einen hohen N-Gehalt von 43 ppm auf.
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Vergleich 7: ·
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45 % C, 0,50 % Si, 0,55 % Mn, 0,100 % P, 0,020 % S und dem Rest
Eisen, worden in einen Konverter geladen und·16 Minuten
lang geblasen, um am Ende des Blasens die in Tabelle 3 aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur sowie
die Schlackenzusammensetzung zu erhalten. Der so erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe aller erforderlichen
Eisenlegierungen bei einer Temperatur von 1660 C in eine Pfanne gegossen und dann in ein RH- Unterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen, wo der geschmolzene Stahl 30 Minuten lang unter einem hohen Unterdruck von
maximal 1 mm Bg während der Behandlung ohne Zugabe von Eisenlegierungen während der Entgasung gehalten wurde.
Der so erhaltene geschmolzene Stahl wurde unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen von einer Stranggießmaschine
mit gebogenem Profil vergossen. Der resultierende, mit Al-Si beruhigte Stahl wiesleine gute Qualität
für die Produktion dicker Stahlbleche von 40 kg/mm Zugfestigkeit auf, zeigte jedoch einen hohen N-Gehalt
von 48 ppm.
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-μ-
ks-
Schritte
•Η U ■Ρ
41 Xl U Φ -U U Φ
φ α ■0
Temperaturblasenende
Schlackenblasenende
Eisenlegierungkohlungsmittel
Fe-Mn
Al
Typ Unterdruck
Zeitpunkt des Legierungszuschlages
Eisenlegierungkohlungsmittel
Fe-Mn
Al
ca cp Oüsenverstopfung
η = Chargen
0,10 %
0,25 %
1636 0C
17 %
RH
η = 30
Chargen
0,05 %
0,16 %
0C
%
η ■ 25
Chargen
0,08
0,23
0C
%
1,5 kg/t 0
gesehm. Stahl
0
RH
DH
14 Min
Min.
Min.
Vergleich
η - 50 Chargen
0,04 % 0,11 %
1637 0C 24 %
2,8 kg/t
gesehm. Stahl
2,5 kg/t geschm. Stahl
nach dem Muster in
Fig. 2b
25O-25mmHg 150-10mmHg 200-10mmHg -
16 Min.(4,0 12 Min.(3,0 12 Min.(3,5 -Zirkulati- Zirkulati- Zirkulationen) onen) onen)
1,0kg/t ge- 2,1kg/t ge- 1,3kg/t ge
sehm. Stahl schm.Stahl schm. Stahl
schm. Stahl schm. Stahl s.chm. Stahl
1543 0C
0C
0C
1557 0C
(Schwankung (Schwankung (Schwankung (Schwankung σ = 5 0C) σ = 5 0C) er « 5 0C) σ = 9 0C)
1,6m/Min. 0,5 %
0,05 % Spuren 0,30 % 0,015 % 0,010 % 0,050 %
1,4m/Min.
0,5 %
0,03 %
Spuren
0,30 %
0,012 %
0,010 %
0,050 %
1,0m/Min.
0,4 %
0,05 %
Spuren
0,30 %
0,013 %
0,012 %
0,050 %
1,2m/Min. 1,5 %
0,05 % Spuren 0,30 % 0,013 % 0,010 % 0,048 %
(Fluctuation(Fluctuation(Fluctuation(Fluctuation
Cf=O,003 %) σΚ>,003 %) ö=O,003 %) öK),013 %)
Prozentsatz fehler- 100 % freier, zufriedenstellender Produkte
100 %
%
70 % (s. Fig.7)
id Oberflächenbe-Of handlung
3 %
3 %
%
30 % (s. Fig.8)
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Tapeiie
Schritte
M ■U (D
Xl M (U 4J
O
CD
OO
00
CD
OO
00
3 U TJ
Blasenende fcj (Sn]
Temperaturblasenende Schlackenblasenende (T'Fe)
Eisenlegierung Kohlungsmi tte1
Fe-Mn Fe-Si Al
Typ Unterdruck Behandlungszeit
Zeitpunkt des Legierungszuschlages
Eisenlegierung Kohlungsmittel Fe-Mn Fe-Si Al
Trichtertemperatur
co ö> Düsenverstopfung
Gießgeschwindigkeit
| Beispiel 4 | Beispiel 5 | Beispiel 6 | Beispiel 7 | Beispiel 8 | Vergl. 2 | Vergl. |
| 0,07 % 0,16 % |
0,08 % 0,18 % |
0,13 % 0,22 % |
0,15 % 0,24 % |
0,14 % 0,24 % |
0,04 % 0,11 % |
0,10 %
0,19 % |
| 1638 0C | 1635 0C | 1623 0C | 1628 0C | 16 30 0C | 16 30 0C | 1620 0C |
19 %
3,1 kg/t
17 %
2,6 kg/t
15 %
1,5 kg/t
13 %
0 0 0 0
14 %
0
0
0
0
24 %
3,36kg/t O,96kg/t 1,03kg/t
RH RH RH RH DH
25O-2OmmHg 2OO-3OmmHg 21O-15mmHg 190-22 tnmHg 2OO-2OmraHg -
16 Min. 12 Min. 13 Min. 14 Min. 13 Min.
14 Min. 10 Min. 7 Min. 8 Min. 7 Min.
0,11 kg/t
0,2 kg/t 0,88 kg/t
0,30 (Si-Ertrag für Stabilisierung)
0,1 kg/t
0,94 kg/t
0
0,94 kg/t
0
3,4 kg/t 2,0 kg/t
0,10 (Si-Ertrag für Stabilisierung)
3,9 kg/t
1,9 kg/t
0
1,9 kg/t
0
1545 0C
1540 0C
1537 0C
°C
4,0 kg/t
2,0 kg/t
0
2,0 kg/t
0
1535 °C
17 %
6,29kg/t 2,04kg/t 0,10kg/t
(Fluctuation(Fluctuation(Fluctuation(Fluctuation(Fluctuation
σ - 5°C) σ = 5°C) σ - 3°C) σ ■ 4°C) σ - 5°C)
9°C)
1,6m/min. 0,1 %
1,8m/min. 0,2 %
1,5m/min. 0,2 %
1,5m/min.
0,1 %
0,1 %
1,Om/min.
0,1 %
0,1 %
1,2m/min. 1,5 %
IS*
-J CO CO
-J
cn
1557 0C (Fluctua-
tion
1545 0C (Fluctuation ö
9°C)
1,2m/min. 2,1 %
Tabelle 2 - (2)
| Schritte | Λ\ | 14η] | Beispiel 4 | Beispiel 5 | ,06 % | Beispiel 6 | Beispiel 7 | ,14 % | Beispiel | ,13 % | 8 Vergl | . 2 | % | % | Vergl. |
|
Ql
(Q |
Jp] | 0,05 % | O | ,050 % | 0,14 % | O | ,12 % | O | ,13 % | 0,05% | % | 0,14 % | |||
|
>1
ιΗ |
0,055 % | O | ,29 % | 0,13 % | O | ,50 % | O | ,50 % | 0,055 | % | % | 0,13 % | |||
| B | (β | £Γ·Αΐ] | 0,30 % | O | ,010 % | 0,54 % | O | ,018 % | O | ,019 % | 0,30 | 0,54 % | |||
| I | Oberflächenbehand | 0,010 t | O | ,015 % | 0,020 % | O | ,020 % | O | ,018 % | 0,010 | 0,020 % | ||||
| lung erforderlich bei | 0,015 % | O | 0,019 % | O | O | 0,015 | 0,019 % | ||||||||
| CQ | Brammen | 0,002 % | ™ | % | 0,003 % | ~ | % | % | 0,003 | 0,001 % | |||||
| tat | 2 % | 2 | 1 % | 3 | 2 | 15 % | 13 % | ||||||||
|
•Η
pH |
|||||||||||||||
| (O | |||||||||||||||
(O CD OO
CO Cs>
Schritte
Tabelle 3 - (T) Beispiel 9 Beispiel 10 Beispiel 11 Beispiel 12 Beispiel 13 Beispiel 14 Beispiel 15
•Η
•Ρ 0)
> sng
ο
to
u>
ca
Stahl 40kg/mm
Temperatur-Blasenende
Schlacken-Blasenende (T'Fe)
Gießen Fe-Si-Zuschlag
Fe-Mn-Zuschlag
Al-Zuschlag
0,12 % 0,26 %
1625 0C
15 %
0,9 PPM
1,5 PPM 18 PPM
40kg/inmi
0,11 % 0,20 %
1,6 PPM
PPM
kg/mm 40kg/mmi
0,09 %
0,18 %
0C
%
0,10 %
0,20 %
0C
%
1,0 PPM 1,1 PPM T,1 PPM
1,7 PPM
PPM
1,4 PPM
PPM
0,12
0,21
0C
%
1,0 PPM
2,9kg/T-S 2,9kg/T-S 2,9kg/T-S 2,9kg/T-S
1,6 PPM
PPM
API.X-52
0,10 %
0,25 %
0C
%
1,0 PPM
,2 PPM
PPM
40kg/mm
0,12 % 0,20 %
1632 0C
16 %
1,0 PPM
2,9kg/T-S
1,6 PPM
17 PPM
Tabelle 3 - (2)
| Schri | tt€ | k | Typ | Beispiel 9 | Beispiel 10 | Beispiel 11 | Beispiel 12 | Beispiel 13 | Beispiel 14 | • | Beispiel 1 |
| Behandlungszeit | RH | RH | RH | RH | RH | RH | DH | ||||
|
Zirkulationszahl
während der Be handlung |
18 Min. | 18 Min. | 18 Min. | 18 Min. | 18 Min. | 18 Min. | 15 Min. | ||||
|
Μ·
(U -P |
& |
Zeitpunkt des
Zuschlages: Menge |
4,5 | 4,5 | 4,5 | 4,5 | 4,5 | 4,5 | 4,3 | ||
| jsbehäl | suschlä | Fe-Si | |||||||||
| ^* 3 co c |
äupt; | Fe-Mn |
7 Min.
3,13kg/T-S |
3 Min.
3,29kg/T-S |
3 Min.
3,20kg/T-S |
3 Min.
3,29kg/T-S |
3 Min.
3,00kg/T-S |
3 Min.
3,29kg/T-S |
3 Min.
3,29kg/T-S |
||
| 00 Φ 00 S cn ο |
χ | Al |
7 Min.
5,O4kg/T-S |
3 Min.
6,14kg/T-S |
3 Min.
15,85kg/T-S |
3 Min.
6,14kg/T-S |
3 Min.
4,3Okg/T-S |
3 Min.
8,59kg/T-S |
3 Min.
6,O4kg/T-S |
||
| ^i ο υ co ? |
ΔΝ von Fe-Si
und Fe-Mn |
11 Min.
O,29kg/T-S |
11 Min.
O,29kg/T-S |
11 Min.
O,44kg/T-S |
11 Min.
Of25kg/T-S |
11 Min.
O,28kg/T-S |
11 Min.
O,26kg/T-S |
9,8 Min.
O,29kg/T-S |
|||
| *** μ U> Ό |
Zeitpunkt des
Zuschlages: Menge Fe-Si |
2,75 | 3,75 | 3,75 | 3,75 | 3,75 | 3,75 | 3,46 | |||
| C | Llungen |
Fe-Mn
Al |
- | - | - | - |
16 Min.
O,42kg/T-S |
- | - | ||
| r—ι (U ■Ρ (0 J·« |
16 Min.
1,90kg/T-S |
sonstige
Fe-Nb 11 Min.
O,48kg/T-S
REM 12 Min. -O,35kg/T-S
Fe-Nb 12 Min. O,48kg/T-S
Ca) CO
Schritte
Tabelle 3 - (3)
Beispiel 9 Beispiel 10 Beispiel 11 Beispiel 12 Beispiel 13 Beispiel 14 Beispiel 15
Beispiel 9 Beispiel 10 Beispiel 11 Beispiel 12 Beispiel 13 Beispiel 14 Beispiel 15
Auftreten von Düsen- 5 % Verstopfung der (η β 55
Pfanne Charge)
T r i ch te r tempe r atür
des geschmolzenen
Stahles
des geschmolzenen
Stahles
Gießgeschwindigkeit
1525 1545 0C
0 %
(η - 60
Charge)
Charge)
1520 1540 0C
0 %
(η = 13
Charge)
Charge)
1520 1540 0C
O %
(η - 15 Charge)
1520 1540 C
(η = 20 Charge)
1518 1529 0C
0 %
(η Charge)
1520 1525 0C
1,30m/Min. 1,80m/Min. 1,20m/Min. 1,6m/Min. 1,6m/Min. 1,7m/Min.
O %
(n Charge)
1520 1540 C
1,0m/Min.
<°c <u
(X)(U CO
C
(O
0,10 % 0,20 % 0,60 % 0,025 % 0,022 % 0,018 % 1,1 PPM
20 PPM
sonstige
0,15 %
0,20 %
0,80 %
0,025 %
0,022 %
0,018 %
1,3 PPM
17 PPM
0,20 %
0,80 %
0,025 %
0,022 %
0,018 %
1,3 PPM
17 PPM
0,15 %
0,20 %
1,42 %
0,018 %
0,010 %
0,027 %
1,2 PPM
19 PPM
0,20 %
1,42 %
0,018 %
0,010 %
0,027 %
1,2 PPM
19 PPM
0,13 % 0,20 % 0,81 % 0,018 % 0,013 % 0,015 % 1,0 PPM
17 PPM Nb:0,03
0,14 % 0,22 % 0,82 % 0,018 % 0,016 % 0,017 % 1,4 PPM 17 PPM
| 0,13 % | 0,16 % | cn |
| 0,20 % | 0,20 % | |
| 0,83 % | 0,79 % | |
| 0,017 % | 0,023 % | |
| 0,005 % | 0,020 % | |
| 0,015 % | 0,018 % | |
| 1,0 PPM | 1 ,4 PPM | |
| 19 PPM | 18 PPM | |
| REM:O,O125% | - | |
| Nb: 0,03 % | ||
13 %
9 %
11 %
9 %
10 %
7 %
ao« Prozentsatz der
Oberflächenbearbeitung des
gegossenen
•λ Grobblechs
Oberflächenbearbeitung des
gegossenen
•λ Grobblechs
Rückweisungspro-
« zentsatz des ge- i,2 % 1,0 % 1,2 % 0,7 % 0,6 % 0,8 % 0,9 %·
α gossenen Grobblechs '
aufgrund interner N)
Fehler -^
Ca) ' Ca)
(T-S: Tonne geschmolzenen Stahls) (Zeitpunkt des Zuschlages: Zeit vom Beginn des Gasentzuges) "^
(ΔΝ: Zirkulationszahl nach dem Zuschlag) z2
Tabelle 3 - (4)
Vergleich 4 Vergleich 5 Vergleich 6 Vergleich 7
JQ 0)
0)
•8
Al-Si beruhigter
Stahl
Zugfestigkeit
Blasenende
Qöfl
Temperatur-Blasenende
Schlacken-Blasenende (T*Fe) 40kg/mmi
0C
%
1,0 PPM
40kg/mm'
0,10 % 0,20 %
1640 0C
17 %
1,1 PPM
40kg/mm'
0,08 % 0,19 %
1650 0C
18 % 0,8 PPM
50kg/mm'
0,09 % 0,18 %
1660 0C
18 % 0,9 PPM
N
•Ρ
V U
α ν
ID 4J
ι ad
S3
GieBen
Fe-Si-Zuschlag Fe-Mn-Z us chlag
Al-Zuschlag
[H]
Typ Behandlungs zei t
v Zirkulationszahl o* während der Bein
handlung
υ Fe-Si (Zeitpunkt des Zuschlags) £ (Menge)
Fe-Mn (Zeitpunkt a des Zuschlags) (menge)
Al (Zeitpunkt des
Zuschlags)
(Meng·)
Δ N von Fe-Si und Fe-Mn
2,9kg/t
1,2 PPM
PPM
12,5 Min.
3,3Okg/t
12,5 Min.
6,67kg/t
6,67kg/t
Min.
0,25 kg/t
0,25 kg/t
2,9 kg/t
1,4 PPM
17 PPM
RH
18 Min.
4,5
14 Min. 3,29kg/t
14 Min. 6,14kg/t
16 Min. O,25kg/t
1,0
2,77kg/t 9,12kg/t O,98kg/t
2,7 PPM 34 PPM
RH
30 Min.
7,5
2,77 kg/t 18,24kg/t 1,03kg/t
3,5 PPM 41 PPM
RH
30 Min.
7,5
Tabelle 3 - (5)
4J
C
(U
Ul
id
O
U
CU
J*
4J
O r-(
:<d
W jC
Ό (U
U
jQ
(U U
4J cn
ß 3
N
C CU Cn
C 3
CU CQ
Fe-Si (Zeitpunkt des Zuschlags) (Menge)
Fe-Mn (Zeitpunkt des Zuschlags) (Menge)
Al
Andere (Zeitpunkt des Zuschlags) (Menge)
Vergleich 4 Vergleich 5 Vergleich 6 Vergleich 7
- - 25 Min.
0,14kg/t
- - 25 Min.
0,15kg/t
25 Min. /CJ -O,23kg/t
O
CO
00
OO
O
CO
CO
C CU CQ (U
-H Cn Cn
id U
4J
co
4J
ad
4J
id
Auftreten von Düsenverstopfung der Pfanne
Trichtertemperatur des geschmolzenen Stahles
Gießgeschwindigkeit
Prozentsatz der Oberflächenbearbeitung der gegossenen Brammen
Rückweisungsprozentsatz der gegossenen Brammen
aufgrund interner Fehler
40 % (n = Charge)
1525 1540 C
1,5m/Min.
0,13 % 0,20 % 0,80 % 0,018 % 0,012 % 0,016 % 0,9 PPM 20 PPM
19 %
3,2 %
70 % (n = Charge)
1520 1540 0C
1,6m/Min.
0,13 % 0,20 % 0,81 % 0,018 % 0,013 % 0,015 % 1,0 PPM 18 PPM
23 %
7,0 %
O %
(n = Charge) 0C
0,14 %
0,20 %
0,80 %
0,020 %
0,018 %
0,018 %
1,2 PPM
PPM
0,20 %
0,80 %
0,020 %
0,018 %
0,018 %
1,2 PPM
PPM
5 %
0,6 % O %
(n = 13 Charge)
1520 1540 C
1,15m/Min. 1,15m/Min,
0,15 % 0,20 % 1,40 % 0,020 % 0,012 % 0,025 % 1,3 PPM
48 PPM
8 %
0,7 %
Leerseite
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Claims (7)
1. Verfahren zum Herstellen eines beruhigten Stahles für das Stranggießen, dadurch gekennzeichnet,
daß eine Stahlschmelze mit mindestens 0,05% Kohlenstoff im Konverter gefrischt und bei einem Druck von 10 bis 300 mm Hg
unter Zugabe von Aluminium, Silizium und Mangan einzeln oder nebeneinander bei schrittweise, der Entkohlung entsprechend
eingestelltem Druck entgast wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet,
daß der Druck schrittweise verringert wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß beim Entleeren des Konverters
Ferromangan in die Schmelze gegeben wird,
4. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß Silizium
und Mangan während eines Teilmengen-Entgasens zugesetzt werden und die Schmelze danach noch mindestens anderthalbmal
umgewälzt sowie abschließend Aluminium zugesetzt wird.
5. Verfahren nach einem oder mehreren der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Stahlzusammensetzung
im Vakuum eingestellt wird.
6. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den Ansprü-
709885/0938
273375C
chen 1 bis 5, gekennzeichnet, durch ein Entgasungsgefäß (2) mit einem auf eine Hubsteuerung
(9, 16, 17) eines Pfannentischs (7) geschalteten Vakuummeter
(14).
7. Vorrichtung nach Anspruch 6, gekennzeichnet durch ein Gasmessgerät (104) und ein Vakuummeter (105),
deren Ausgänge auf eine Vakuumsteuerung (118) geschaltet sind.
709885/0938
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| DE2733750A1 true DE2733750A1 (de) | 1978-02-02 |
| DE2733750C2 DE2733750C2 (de) | 1990-08-02 |
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