DE2733750C2 - Verfahren zum Einstellen des Kohlenstoffgehalts eines Stahls - Google Patents
Verfahren zum Einstellen des Kohlenstoffgehalts eines StahlsInfo
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Description
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zum Einstellen des Kohlenstoffgehalts eines Stahls zum Herstellen
von Stranggußbrammen, bei dem ein im Konverter höchstens bis auf 0,05% entkohlter, unberuhigter Stahl
Im Vakuum bei mit der Entkohlung abnehmendem Druck vakuumbeharidelt wird und der Schmelze Aluminium,
Silizium und Mangan einzeln oder nebeneinander zugesetzt werden.
Ein Verfahren der vorerwähnten Art, bei dem eine Roheisenschmelze Im Konverter höchstens bis auf einen
Kohlenstoffgehalt von 0,05% heruntergefrischt und anschließend unberuhigt im Vakuum behandelt sowie
desoxydiert wird, ist aus »Thyssenforschung«, 1971, Seiten 104 bis 117 bekariüt. Dieses Verfahren zielt auf das
Herstellen eines ELC-Stahls mit extrem niedrigem Kohlenstoffgehalt von unter 0,010% ab und lauft in der
Vakuumstufe In der Weise ab, >'aß der Druck Im Vakuumgefäß zunächst rasch auf 100 Torr abgesenkt wird.
Die weitere Drucksenkunc ist wegen der unterschiedlichen Leistungsfähigkeit der einzelnen Strahlerstufen
unstetig, endet aber bei etwa 1 Tt ~. Daraus ergibt sich, daß bei diesem Verfahren die Art der Druckverringerung
apparativ bedingt und allein der für den angestrebten Kohlenstoffgehalt erforderliche Enddruck maßgebend
ist.
Herkömmliche Verfahren zum Herstellen mit Aluminium und/oder Silizium beruhigter Stähle 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 ma« Leglerungselemente
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 Zelt des Abstechens zugibt und die so gewonnene Stahlschmelze einer Stranggießmaschine über eine Pfanne
und einen Trichter zuführt. Bei den herkömmlichen Verfahren Ist der Konverter harten Betriebsbedingungen
längere Zelt ausgesetzt und die Betriebsbedingungen andern sich abhängig von der Qualität des zu erzeugenden
Stahles, so daß die Steuerung des in den Konverter zum Frischen geblasenen Sauerstoffs sehr kompliziert Ist.
Um z. B. einen niedrig gekohlten, mit Aluminium beruhigten Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von höchstens
0,009% für Stranggießverfahren zu erzeugen, wird der Kohlenstoffgehalt am Ende der Blaszelt (Abblas-Kohlenstoffgehalt)
zwischen 0,03 und 0,06% gehalten. In Anbetracht dessen, deß der Kohlenstoffgehalt aus dem
Zuschlag von Fe-Mn usw. zur Pfanne während des Gießens ansteigt, so daß der Gesamt-Fe-Prozentsatz In der
so 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 Obermäßig oxydierten, geschmolzenen
Stahl herbeigeführten obigen Nachtelle wurden bisher als unvermeidlich und den konventionellen Verfahren
inhärent betrachtet und führten zu beträchtlichen Schwankungen der Abblastemperatur und der Stahlzusam-
55 mensetzung 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% Hegt. 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 ntedrlgge-
ω kohlte Fe-Mn-Leglerung erforderlich, well 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 Nachtellen bei den Produktionskosten für
es geschmolzenen Stahl.
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-beruhlgten,
geschmolzenen Stahles für das Stranggießen unvermeidbar und inhärent wegen der Notwendigkeit, den Abblas-Kohlenstoffgehalt
zwischen 0,03 und 0,06* zu halten.
Nach den herkömmlichen Verfahren wird außerdem Al oder Sl dem geschmolzenen Stahl beim Gießen nach s
Beendigung des Blasens oder der Pfanne nach dem Gießen zugeschlagen, so daß beim gewöhnlichen Zuschlag
während des Gießens weöger als 25S6 des Al-Zuschlagaustrages und etwa 40 bis 80% des Sl-Zuschlagaustrages
erreicht werden können, und bei einer speziellen und komplizierten Zugabe, wie bei der Hochgeschwlndlgkeltszugabe
in den Formen von Aluminiumdraht oder Alumlnlumkugeln und dem Zuschlag in nicht oxydierender
Atmosphäre und/oder beim Umrühren erreicht man nur 30 bis 40% des Zuschlagaustrages für Aluminium und
nur 50 bis 80% für Silicium. Bei herkömmlichen Verfahren 1st also der Verlust an Aluminium und Silicium
während des Zuschlages zum geschmolzenen Stahl sehr groß. Beim Slllclumzuschlag läßt sich nur ein
Zuschlagsertrag zwischen. 60 und 85% unter beträcntllchen Schwankungen erreichen, auchwenn Aluminium In
einer Menge zwischen 0,001 und 0,008% als Gesamt-Al-Menge zugegeben wird, um den Si-Zuschlag zu stablllsleren.
Auf diese Welse erzeugt man eine beträchtliche Menge von Aluminium und/oder Oxydeinschlüssen 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 Verstopfen der Gleßdüse.
BeI den herkömmlichen Verfahren erfolgte außerdem der Zuschlag von anderen Elementen <äls Al oder Si
gleichzeitig mit Fe-Mn-Al oder Fe-Mn-Sl zum geschmolzenen Stahl während des Gießens odt* In die Pfanne
nach dem Gießen. In diesem Fall Ist ebenso -vie bei Fe-Mn, Al oder SI oder 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 Hegt somit kaum mehr als 20° C 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 Schwierigkelten beim kontinuierlichen Stranggießen.
Wenn andererseits die Temperatur des geschmolzenen Stahles Im Trichter mehr als 40° C über dein Erstarrungspunkt
Hegt, wird die Erstarrungsgeschwlndlgkelt 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 Flg. 8 bei Al-beruhigten Stählen eine Oberflächenbehandlung von 10 bis 30% und
bei Si-beruhlgten Stählen von etwa 15% erforderlich.
Auch wenn die Temperatur Im Trichter zwischen 20 und 40° C 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 Flg. 6 in Richtung der
Dicke der ?latte ab, und wenn solche Platten für die Produktion von kalt gewalzten Stahlblechen benutzt
werden, wird der Oberflächenteil der Platten behandelt und n«.~h dem Überziehen entfernt. Das führt zu einer
beträchtlichen Senkung des Elsenertrages der Platten. Bei einer Stranggußmaschine mit gebogenem Strang
werden die Aluminiumklumpen oder Oxydeinschlüsse, die sich bei 1Z4 der Dlcketelle 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 Flg. 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 Alumlnlumklunipen in einer Rohbramme darstellt, bei deren Herstellung
nur Fe-Mn während des Gießens zugegeben wurde und Al In einer nlchtoxydlerenden Atmosphäre nach dem
Gießen unter Umrühren zugegeben wurde.
Wie bereits erwähnt, kann man mit Al-Sl beruhigte Stahlprodukte mit zufriedenstellenden Inneren und Oberflächenqui'-ltaten
mit herkömmlichen Verfahren nicht erreichen.
Um die Fehler von mit Al, Si oder Al-Sl beruhigten, nach herkömmlichen Verfahren hergestellten Stählen zu
eliminieren, wurden Versuche und Vorschläge gemacht, zu denen auch das Gießen geschmolzenen Stahles in
nicht- oder halboxydierender Umgebung In eine Pfanne und das Entgasen des geschmolzenen Stah.'es 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 I bis 5 mm Hg und 4 bis 10 Zirkulationen (Def;.iltlonen werden später gegeben)
vorgenommen, so daß eine große Skala eines Vakuumgenerators und eine lange Behandlungszeit erforderlich
wurden, die zu einem beträchtlichen Tempcratuiabfail während der Entgasungsbehandlung führten. Die Abblas- ω
temperatur Im Konverter muß daher gegenüber gewöhnlichem nlchtentgasten, geschmolzenen Stahl 2C bis 50° C
höher gehalten werden, um die Temperatur des geschmolzenen Stahles Im Trichter 20 bis 40° C 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 EntgasungsX;lage, 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 Entsasuneseerätes
und zu einer nennenswerten Kostensteigerung für die Entgasung fuhren.
Da In den herkömmlichen Verfahren der größte Teil des Mn-Sl und Al für die Abstimmung der Zusammensetzung
wahrend des Gießens zugegeben wird. Ist der Zuschlagsertrag niedrig, wahrend der N-Gehiilt im Stahl
beträchtlich ansteigt. Das Ist jedoch keineswegs für die Herstellung von Stahlqualltaten erwünscht, die einen
niedrigen N-Gehalt verlangen. Wahrend des Zuschlages von Mn-Sl und Al nimmt außerdem der Wasserstoffgehalt
Im Stahl durch das an diesen Zuschlagen haftende Wasser zu, so daß dieser erhöhte Wasserstoffgehalt
wieder entfernt werden muß, und für diese Entfernung wird die Vakuumentgasung unter einer ziemlich hohen
Betriebslast durchgeführt.
Um die Ausbeute der vorerwähnten Elemente zu verbessern sowie 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 nlchtoxydlerenden oder halboxydierenden Umgebung zu gießen und die Elemente wahrend der
Entgasungsbehandlung mit hohem Unterdruck zuzugeben.
Wenn ein unberuhigter Stahl der Unterdruckentgasung unr.er den bisher praktizierten Bedingungen ausgesetzt
wird, tritt das durch die Frischreaktion wahrend der Behandlung ausgelöste Spritzen In sehr bemerkenswertem
Umfange auf, Insbesondere bei geschmolzenen Stahlen, die einen Abfang-Kohlenstoffgehalt von 0,05% oder
mehr aufweisen, so daß sich eine glatte Entgasungsbehandlung nicht ohne weiteres erreichen laßt und Schwle- ;J
rlgkeiten bei den Geraten auftreten, so daß geschmolzener Stahl aus dem Entgasungsgefäß In das Unterdruck- :
bis heute noch nicht auf mit Aluminium und/oder Silizium beruhigte Stähle für das Stranggießen angewandt. "
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zum Einstellen des Kohlenstoffgehalts eines
Stahls zum Herstellen von Stranggußbrammen zu schaffen, das einerseits bei hoher Futterhaltbarkelt und
hohem Ausbringen sowie kurzen Behandlungszelten äußerst wirtschaftlich arbeitet und andererseits ein Endprodukt
von hoher Qualität, insbesondere mit wenigen Einschlüssen und besonders guter Oberflächenqualltät
ergibt.
Die Losung dieser Aufgabe besteht darin, daß bei einem Verfahren der eingangs erwähnten Art erfindungsgemäß
der Druck während der Vakuumbehandlung schrittweis«: von 300 mm auf 10 mm Hg verringert wird.
Die Erfindung wird nachfolgend anhand von Ausführung!belsplf>.n und Zeichnungen des näheren erläutert.
In den Zeichnungen zeigt
FI g. 1 die Beziehung zwischen der Behandlungszelt und der Frischgeschwindigkeit Im Entgasurigsgefäß bei
3« der Vakuumentgasung nicht desoxydlerten Stahls, (
Flg. 2 a und 2 b die Beziehung zwischen der Behandlungsjelt und dem Unterdruck,
FI g. 3 a und 3 b die Beziehung der Spritzhöhe und der Behandlungszelt,
Fig. 4 die Beziehung zwischen der Behandlungszelt und dem Kohlenstoffgehalt,
Flg. 5 die Beziehung zwischen der Behandlungszelt und dem Gehalt an freiem Sauerstoff,
J5 Fig. 6 In einer Kurve die Querschnittsverteilung der Oxydeinschlüsse In Richtung der Brammendicke eines
mit Aluminium beruhigten siranggegossenen Stahls,
Flg. 7 den Ausschußantell Infolge AlumlnlumelnschlüKsen beim erfindungsgemäßen Herstellen dünner
Bleche Im Vergleich zu herkömmlichen Verfahren,
Fig. 8 die Notwendigkeit einer Bearbeitung der Brammenoberfläche bei dem erfindungsgemäßen Verfahren
·«> Im Vergleich mit bekannten Verfahren,
Flg. 9 in zwei Vergleichskurven die Querschnlttsvertellurig der OxydelnschlOsse In Richtung der Brammendicke
eines mit Silizium beruhigten In einer Bogengleßmaschlne vergossenen Stahls,
Flg. 10 die Notwendigkeit einer Bearbeitung der Brammenoberfläche bei dem erfindungsgemäße« Verfahren
im Vergleich mit bekannten Verfahren,
F i g. 11 die Beziehung zwischen der Anzahl der Zyklen nach Zugabe von Silizium und Mangan und der
Rüsselverschmutzung,
Flg. 12 den Zusammenhang zwischen der Anzahl der Zyklen nach der Zugabe von Silizium und Mangan und
dem Ausschußantell aufgrund von Innenfehlern,
Fig. 13 und 14 Ausführungsbeisplele eines RH-Unterdruckentgasungsgerätes, 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 de! Abblas-Kohlenstoffgehalt des geschmolzenen Stah- f..;.
les beim Beenden des Blasens auf wenigstens etwa 0,05% gehalten. Wenn der Kohlenstoffgehalt kleiner Ist, Ist ;;.
5v 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 0,05« AbbJas-Kohlenstoffgehalt der Entgasung zugeführt wird, yj
sinkt außerdem der Ertrag des Al- und/oder Sl-Zuschlags während der Entgasung und eine große Menge '; ■
Aluminium und/oder Oxydeinschlüsse wird durch den hohon Sauerstoffgehalt Im geschmolzenen Stahl erzeugt ;-;
und die Entgasung erfolgt unter einem geringen Unterdruck wert, so daß die Reinheit des geschmolzenen Stah- ?H
les nach der Entgasung niedrig ist und Störungen bei der rachfolgenden Stranggießoperation, wie Verstopfung ψ:
der Düsen durch das Oxyd sehr häufig auftreten. Schwere Skrhäden am feuerbeständigen Futter des Konverters g?
und der Pfanne treten ebenfalls auf. Aus diesen Gründen 'wird in dem Verfahren der vorliegenden Erfindung Sj
der Abblas-Kohlenstoffgehalt auf wenigstens 0,05% gehalten, und dadurch läßt sich der Gesamtprozentsatz Fe In .-der
Schfacke während der Konverterbehandlung auf höchstens 18% leicht steuern. Die durch übermäßige S
Oxydation des geschmolzenen Stahles bei herkömmlichen Verfahren auftretenden Nachtelle wurden dadurch
vollständig eliminiert und somit auch der Verlust bei der Lebensdauer der feuerfesten Auskleidung des Konverters
und der Pfanne und der Elsenertragswert 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.
Na^ 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 Fe-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 nlcht-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, A! usw. während des Gießens gehörende
Anstieg von H, wie er bei herkömmlichen Verfahren üblich Ist, verhindert wird und die möglicherweise vorhandenen
Bestandteile an H und N während des Gießens zusammen mit dem CO-Gas entfernt werden.
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 Zwischenzelt 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 erflndungsgemaße Entgasung unter Unterdruck erfolgt bei Unterdruckwerten zwischen 10 und 300 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 Kohlenstoffentzuges die Reaktion von C + O - CO
unter reduziertem Druck und die Relation zwischen der Reaktion und der Behandlungszelt ist In Flg. 1 gezeigt
(3501 Schmelze durch RH-Entgasungsgefaß), aus der zu entnehmen 1st, 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 Flg. 2a festgelegt und der geschmolzene Stahl Im Entgasungsgefäß spritzt etwa während der
halben Behandlungszelt, 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 geschmolzenen
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 zu Ende geführt werden kann. Bei konventionellen Verfahren 1st die Behandlungszelt im Entgasungsgefäß
daher unnötig lang, und In dieser Zelt 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 F i g. 2 b während der aktivsten Stufe der Kohlenstoffentzugsreaktion gemäß Darstellung In
F1 g. 1 auf einen niedrigen Unterdruckwert nahe 300 mm Hg eingestellt, so daß die Höhe der Spritzer in der
gleichmäßigen Betriebszone 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 + O -» CO bemerkenswert aktiv In der Entgasungsstufe, wie es oben
im Zusammenhang mit den F1 g. 2 a und 3 a erklärt wurde, so daß der geschmolzene Stahl im Gefäß stark
spritzt, und es 1st schwierig, die Entgasungsbehandlung fortzuführen, well der geschmolzene Stahl sich an der
Wand des Behandlungsgefäßes niederschlägt und erstarrt und zu verschiedenen Störungen führt.
Die starke CO-Reaktlon im Entgasungsgefäß führt zu einem beträchtlichen Temperaturabfall des geschmolzenen
Stahles während der Behandlung und verlangt eine erhöhte Temperatur beim Blasende 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 es
Entgasungsbehandlung. Dadurch geht die zeitliche Korrespondenz zwischen der Entgasungsbehandlung und der
Stranggießoperation verloren, der Stranggießbetrieb muß gestoppt werden und das führt zu Betriebsstörungen.
glatte Zirkulation des geschmolzenen Stahles Im Entgasungsgefäß errelcher. und die Reaktion von C + O ->
CO Ist unbefriedigend und die Entgasungsbehandlung laßt sich nicht schnell und genau durchführen.
Wenn der Unterdruck auf den richtigen Wert zwischen 10 und 300 mm Hg entsprechend dem Fortschreiten
der Kohlenstoffentzugsreaktlon In der Entgasungsbehandlung eingestellt wird, dann verhalten sich der Kohlenstoffgehalt
und der Gehalt an freiem Sauerstoff Im geschmolzenen Stahl gemäß der Darstellung In den Flg. 4
und 5 (Schmelze 350 t, 250 bis 10 mm Hg, Zirkulation von 87 t/Mlnute), so daß die Kohlenstoff-Entzugsreaktlon
mit 4 Z'fkulatlonen aufgrund der gleichmäßigen und wirksamen Entgasungsbehandlung fast komplett Ist.
Durch diese niedrigere Anzahl von Zirkulationen wird der Metall niederschlag an der Gefäßwand beträchtlich
gesenkt und die Entgasungsbehandlung kann In sehr kurzer Zelt abgeschlossen werden.
Ό Der Ausdruck »Zlrkulatlonszahl 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.
15 Zirkulationszahl = [zirkulierende Menge (Tonne/Minute)
χ Behandlungszelt (Minute)] : behandelte Menge Tonnen/Charge
und bei einem DH-Entgasungsgerät
20 Zirkulationszahl = [Menge bei einem Sog (Tonne/ein Sog)
χ Sogzahl (Anzahl/Minute) χ Behandlungszelt (Minute)] : behandelte Menge (Tonne/Charge)
25 daher
χ Sogzahrin DH... (1)
30 dete »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 Deoxydatlons-Wlrkungsgrad durch die CO-Reaktlon
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 Behandlungszelt führt.
Nach dem Gedanken der vorliegenden Erfindung werden Al oder Sl und andere, für das erwünschte Endprodukt
erforderliche Legierungselemente während der Entgasungsbehandlung zugegeben, um so die Zusammen-
40 setzung des Stahles einzuregeln.
Nach Darstellung in Flg. 5 erreicht man bei Zugabe vcn Al oder Sl und anderen Legierungstiementen
wahrend der letzten halben Stufe der Entgasungsbehandlung, wo der geschmolzene Stahl nur eine niedrige
Menge freien Sauerstoffs enthält, ein Ertragsverhältnis von 40 bis 65% für Al und von 75 bis 95% für Sl, was
wesentlich über den durch herkömmliche Verfahren erreichbaren Werten Hegt. Für andere Legierungselemente
■»5 wird ebenfalls ein höheres Ertragsverhältnis sichergestellt, als es durch Zugabe dieser Elemente während des
Ausgleßens des Stahles In die Pfanne oder durch Zugabe direkt In die Pfanne nach herkömmlichen Verfahren
erreichbar Ist. Außerdem zeigen die Ertragsverhältnisse für Al, Sl 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 welter vereinfachen.
gegenüber den durch herkömmliche Verfahren erzeugten Stählen. Aus diesem Grund kann In dem Verfahren
• 55 nach der vorliegenden Erfindung die Temperatur der Schmelze im Stranggießtrichter nur 5 bis 30° C über der
verstopft, wie es bei herkömmlichen Verfahren der Fall ist.
Im Querschnitt der nach dem erflndungsgemäßen Verfahren hergestellten Rohbramme 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 F i g. 6 und 9 dargestellt ist. So erhält man nach
dem Verfahren der vorliegenden Erfindung eine Bramme mit befriedigender Innenqualltät. Die Oberflächenqua-Ütät
läßt sich ebenfalls beträchtlich verbessern bei dem Schlacken- oder Pulvereinschluß und den Alumlntumoxydklumpen
an der Oberfläche nach Darstellung In Flg. 8, weil eine angemessene Gießgeschwindigkeit
aufrechterhalten werden kann, die Oberflächenfehler, w;e diesen Schlacken- oder Pulvereinschluß, vermelden
kann, so daß das Stranggießen vorteilhaft und gleichmäßig mit einem hohen Produktivitätsstand durchgeführt
werden kann.
FGi 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 Zlrku-
lallonen des geschmolzenen Stahles Im RH-Unterdruck-E'ntgasungsprozeß sichergestellt sind, oder sie werden zu
einem oder mehreren Zeltpunkten zugegeben, bevor der geschmolzene Stahl wenigstens l,5mal beim RH-Unterdruck-Entgasungsprozeß
zirkuliert. Danach werden die anderen Hauptzuschlage, wie Al oder Al und andere fOr
das gewünschte Endprodukt notwendige Elemente, zugegeben (Sl oder Mn werden für die Feinregelung der
Zusammensetzung manchmal In dieser Stufe zugegeben). Die Zuschlage 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 Oxydelnschlusseii und
Metallelnschlüss>;n, Insbesondere Al usw. Im Stahl verbleiben, wenn der Zirkulationswert des geschmolzenen
Stahles nach dar Zugabe von Sl und Mn unter 1,5 liegt, wie aus FI g. 11 zu ersehen Ist, wo die Beziehung
zwischen Zugabestufe und Düsenverstopfungen und ein Verstopfungs-Erschelnungsverhältnls von über 2058
gezeigt Ist.
(tatsächliche Gießzeit, verlängert um die Düsenverstopfungszeit
X IuU).
Beim nachfolgenden Stranggießen wahrend des Ausgießens von der Pfanne In den Trichter haften dann die
obigen Einschlüsse an der Innenwand der Gießdüse und fuhren 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 Rückwelsungsprozentsatz aufgrund der durch Ultraschallprüfung festgestellten inneren Fehler und
der notwendigen Oberflachenbehandlung höher als bei herkömmlichen Verfahren, wie sie In Flg. 12 gezeigt
sind. Das bedeutet natürlich ein Absinken des Produktertragsverhältnisses. In der vorliegenden Erfindung
werden daher Sl 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 Flg. 15 Im
stabilisierten Bereich von 15% oder niedriger gehalten wird.
Wenn für das gewünschte Endprodukt Al oder Al und andere Elemente zugegeben werden müssen und diese
vor der Zugabe von SI und Mn zugegeben werden, ist der Deoxydatlons-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 durcii das CO-Gas behindert wird. In dem erfindungsgemäßen Verfahren werden
daher zuerst Sl 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 Leglerungselementen
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.
Wie oben schon beschrieben wurde, wird durch das erfindungsgemäße Verfahren die Betriebsbelastung des
Konverters sehr klein gehauen und die Zusammensetzung des geschmolzenen Stahles durch Zugabe von Mn,
Sl, 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 dem Gedanken der vorliegenden Erfindung wird weiterhin der Ertrag der Eisenlegierung für die Einstellung
der Zusammensetzung auf einer hohen Stufe mit weniger Schwankungen gehalten und dadurch die
Einschlüsse im Stahl sehr klein gehalten und die Menge von im Stahl vorhandenem H auf derselben Sii-fe
gehalten, wie sie durch eine herkömmliche Entgasungsbehandlung mit hohem Unterdruck erreicht wird.
Wetterhin 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 300C Ober der Erstarrungstemperatur liegt, und d3S Stranggießen des so 3rhaltenen
geschmolzenen Stahles kann ohne Verstopfung der Gießdüse an der Pfanne erfolgen.
Die vorliegende Erfindung 1st daher vorteilhaft für die Herstellung von Gießereiprodukten für hochwertige
dicke Platten und heißgewalzte Stahlbleche durch Hochgeschwindigkeitsguß und Strangguß. so
Bisher wurde der erfindungsgemäße Prozeß beschrieben. Anschließend werden die In diesem Prozeß benutzten
Geräte beschrieben.
: Bei dem in Flg. 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, 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 Hydraullkhebelzyllnder 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 1st mit einem Unterdruckfühler 14 versehen, der den Unterdruck im Entga-
;ί sungsbehälter mißt. Die Strecke 15 zwischen der Oberfläche des geschmolzenen Metalles 6 im Aufnahmegetäß 5
]ϊ 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 Verglelchssteuerung 16 zum Vergleich der gespei-
!>: cherten Strecke mit dem gemessenen Wert eingegeben und ein Wert für die benötigte Strecke 15_i bis 15_„ an
Ig die Öldruckquelle 17 gegeben.
{!> Die Öldruckquelle 17 speist den Hydraulikzylinder 9 so, daß die oben verlangte Strecke 1S-1 bis 15_„ eingehal-
p ten wird. Der Betriebsabstand wird zu diesem Zeltpunkt entsprechend den von einem Abstandsmeßgerät am
Jg Hydraulikzylinder an die Verglelchssteuerung 16 gegebenen Signalen gesteuert und korrigiert.
Im obigen Ausführungsbeispiel wird mch Darstellung das Aufnahmegefäß 5 aufwärts und abwärts bewegt.
Man kann jedoch auf der Laufkatze 13 auch eine Hebevorrichtung für den Entgasungsbehälter 2 vorsehen und
so in einer ahnlichen Betriebsart arbeiten, oder man kann sowohl den Entgasungsbehälter 2 als auch das
Aufnahmegefäß 5 für eine Aufwärts-und Abwärtsbewegung bauen.
Die Vergleichs* \euerung 16 kann außerdem so ausgelegt sein, daß der Unterdruck im Entgasungsbehälter 2
angezeigt und die Öldruckquelle auf der Basis dieser Relation betätigt wird.
Ein weiteres Ausführungsbeispiel des in dem erfindungsgemäßen Verfahren benutzten Entgasungsgerätes 1st
!n Fig. 14 gezeigt. Ein Absauger 101 enthält mehrere Dampfstrahlabsauger, die Absaugleitung 102 1st mit dem
Entgasungsbehälter 103 und dem Absauger 101 verbunden, der Kohlenstoffgehalt Im Entgasungsbehälter wird
*» durch einen Fühler 104 abgefühlt, der aus einem Gasanalysator, einem Kohlenstoff-KonzentraUonszähler und
einem Gasflußmesser besteht, 105 ist ein Unterdruckfühler, der den Unterdruck im Entgasungsbehälter abfühlt,
106 ist ein Eisenlegierungs-Zugabegerät, 107 ist eine, den Entgasungsbehälter 103 tragende Laufkatze, 108 1st
ein Rad, 109 ist eine Schiene, 110 ist eine Steigleitung, 111 ist eine Fall-Leitung, 112 ist ein Aufnahmegefäß für
dss geschmolzene Metall 113, 114 ist eine Grundplatte, 115 ist eine Hubvorrichtung, wie etwa ein Hydraullk-
'5 zylinder für die Grundplatte 114,116 ist eine Senktrechtführung für die Grundplatte 114,117 Ist der Boden, 118
ist ein Befehlsgerät für die Unterdrucksteuerung, 119 1st ein Abstandsbefehlsgerät und 120 ist eine Anlage zum
Einhalten des benotigten 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,
Deoxydatlonsgrad, Stahlzusammensetzung und Behandlungsbedingungen, und das Unterdruck-Befehlsgerät 118
erhält Informationen über die Beziehung zwischen dem Entkohlungsgrad in Entgasungsbehälter 103 und dem
vorgegebenen Unterdruckwert für jede Position tfiir Betriebsbefehle.
Der Absauger 101 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.
In dieser Verarbeitungsstufe wird der Unterdruck im Entgasungsbehälter 103 immer vom Fühler 105 an das
l'nterdruck-Befehlsgerät 118 eingegeben und mit einem vorgegebenen Wen verglichen. Ein Ausgleichsbefehl
wird dann an den Absauger segeben, um den vorgegebenen Wert einzuhalten.
*> In diesem Betriebszustand gibt der Unterdruckfühler 105 weiter das Signal des Unterdrucks Im Entgasungsbehälter
103 an das Abstandsbefehlsgerät 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 erfor-
3S derllchen 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 Aufnahmegefäß 112 aufwärts und abwärts beweglich. Auf der
Auch in diesem Ausführungsbeispiel Ist das Aufnahmegefäß 112 aufwärts und abwärts beweglich. Auf der
«> Laufkatze 107 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 Behandlung 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 erforderllche Abstand eingehalten werden, der eine gewünschte Zirkulation sicherstellt. Eine wirksame und gleichmäßige Behandlung des geschmolzenen Metalles läßt sich somit erreichen.
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 Behandlung 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 erforderllche Abstand eingehalten werden, der eine gewünschte Zirkulation sicherstellt. Eine wirksame und gleichmäßige Behandlung des geschmolzenen Metalles läßt sich somit erreichen.
Flg. IS 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, geschmolze-
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 Pegel-
w höhe des geschmolzenen Stahles Im Entgasungsbehälter zu bestimmen, die eine vorgegebene Saughohe des
geschmolzenen Stahles und eine vorgegebene Menge des aufzusaugenden geschmolzenen Stahles sicherstellt.
Der Hub der Aufwärts- und Abwärtsbewegung des Entgasungsbehälters wird gesteuert.
In Flg. IS Ist 01 eine mit einem Unterdruck-Absaugsystem verbundene Absaugleitung, 02 Ist eine Entgasungsbehälter,
03 Ist eine Hochsaugleitung, 05 ein Aufnahmegefäß far geschmolzenes Metall 06 und 019 Ist eine
Einrichtung zur Zugabe von Eisenlegierungen. In diesem Ausführungsbelsplel 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.
Die Höhe H des Bodens des Entgasungsbehälters 02 erhält man durch Subtraktion der Tiefe H' des geschmol-
Die Höhe H des Bodens des Entgasungsbehälters 02 erhält man durch Subtraktion der Tiefe H' des geschmol-
zenen Stahles Im Entgasungsbehälter 02, die tor das Aufsaugen einer vorgegebenen Menge geschmolzenen Stahles
In den Behälter 02 zur Entgasung erforderlich Ist, von der Aufsaughohe h des geschmolzenen Stahles
entsprechend, dem Unterdruck In dem Behalter (somit Ist H=H-H'). Dieser Wert wird vorher in einer
Vergleichssteuerung 16 gespeichert und der vom Fühler 14 gemessene Wert wird ebenfalls In diese Steuerung
016 zum Vergleich mit der gespeicherten Information eingegeben, um Information über die benötigte Strecke H1 s
Ws Hm 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 bis Hn 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 welter erklärt.
3551 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5% C, 0,60% Sl, 0,60* Mn1 0,10096 P, 0,02096 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 Elsenlegfc üng
während des Gießens In eine Pfanne gegossen und hinterher in einen RHrUnterdruckentgasungsbehälter 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 20-entsprechend
dem Kohlenstoff-Entzug des geschmolzenen Stahles schrittweise geregelt wurde, wie es in Flg. 2b
dargestellt ist. Während der Gasentziehung wurde das Spritzen Innerhalb der glatten Betriebszone gut gesteuert
und die Behandlung war mit vier Zirkulationen in 16 Minuten abgeschlossen. Legleningselemenn wurden In
der in Tabelle 1 aufgeführten Menge bei 14 Minuten zugegeben. Dann wurde der so in seiner Zusammensetzung
eingeregelte Stahl durch die Stranggleßraaschlne mit gebogenem Strangprofil unter den In Tabelle 1 aufgeführten «
Bedingungen Im Stranggleßverfahren 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
Oberfiächenqualltät erzielt, der außerdem vollständig frei war von Internen Fehlern.
3001 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5% C, 0,60% Si, 0,60% Mn, 0,100% P, 0,02% S und dem Rest
Elses und 501 Schrott wurden in einen Konverter gegeben und 15 Minuten lang geblasen, um die In Tabelle 1
aufgeführte Stahlzusammensetzung 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 Umgleßens vom Konverter In eine Pfanne zugegeben. Der geschmolzene Stahl wurde dann In
einen RH-Unterdruckentgasungsbehälter 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
FI g. 2 b geregelt wurde.
Während der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut Innerhalb der gleichmäßigen Betriebszone geregelt
und die Behandlung wurde mit 3,0 Zirkulationen In 12 Minuten abgeschlossen.
Leglerungselemente wurden In der In Tabelle 1 angegebenen Menge In der zehnten Behandiungsmlnute 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 Stranggleßverfahren 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.
Beispiel 3 so
245 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5% C, 0,65% Sl, 0,55% Mn, 0,100% P, 0,02% S und dem Rest
Elsen 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 rlner Eisenlegierung
während des Gießens In eine Pfanne gegossen und hinterher In einen DH-Entgasungsbehälter übertragen, wurde
der 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 Entgasungsbehälters eingestellt wurde. Während
der Entgasungsbehandlung wurde das Spritzen gut Innerhalb der glatten Betriebszone geregelt und die Behändlung
wurde mit 3,5 Zirkulationen In 12 Minuten abgeschlossen.
Leglerungselemente wurden In der zehnten Minute In der In Tabelle 1 angegebenen Menge zugegeben, um die
Stahlzusammensetzung einzustellen. Der so erzleite, geschmolzene Stahl wurde durch eine Stranggießmaschine
mit gebogenem Profil unter den In Tabelle 1 aufgeführten Bedingungen Im Stranggleßverfahren vergossen. Es
ergab sich fast keine Düsenverstopfung während des Gießens und es wurde ein mit Al beruhigter, für helßge- *5
walzte, mittlere Stahlbleche genauso ausgezeichneter Stahl erzielt, wie Im Beispiel 1.
Vergleich 1
3551 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5« C, 0,60« Sl, 0,60* Mn, 0,100« 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 erhal-
' ten, wie sie In Tabelle 1 aufgeführt sind. Der so erhaltene, geschmolzene Stahl wurde dann untsr Zugabe von
2,8 kg/t niedriggekohlten Fe-Mn und 2,5 kg/t AI während des Gießens zur Einstellung der Zusammensetzung
in eine Pfanne gegossen und der so eingestellte Stahl dann einer Slranggleßmaschlne mit gebogenem Profil
zugeführt, um einen mit Al beruhigten Stahl für das Kaltwalzen zu erhalten. Die Trichtertemperatur der
ίο Schmelze wurde In diesem Vergleich mit 1557° C, d. h., 14° C höher als bei dem erflndunsgemäßeh Verfahren,
festgesetzt, und trotz dieser höheren Temperatur der Schmelze im Trichter verstopfte die Düse durch die
AlumlnUimoxyd-Elnschlüsse sehr häufig während des Gießens und es war unmöglich, eine höhere Gteßgeschwlndlgkelt
als 1,2 m/Min, zu erreichen. Die Freiheit von Internen Fehlern und die Oberflächenqualltät der
durch dieses Vergleichsverfahren hergestellten Produkte lagen wesentlich unter den Werten der nach dem erfln-
15 dungsgemäßen Verfahren hergestellten Produkte, was auch e'en Flg. 7 und 8 zu entnehmen Ist.
3551 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,4« C, 0,60« Si, 0,60« Mn, 0,100« P, 0,025« S und dem Rest
M Rohelsen, wunien In einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um die in Tabelle 2 aufgeführte
Zusammensetzung und Temperatur und Schlsckenzusammensetzung beim Ende des Blasens zu erreichen. Der
so erhaltene, geschmolzene Stahl wurde unter Zugabe einer 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 del 5. bis 13. Minute zwischen 200
und 50 mm Hg; In der 13. bis 16. Minute zwischen 50 und 20 mm Hg. Das Spritzen wahrend 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 zugegeben, 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 Stranggießverfahren vergossen. Störungen durch Düsenverstopfung
während des GieiieKS traten fast nicht auf und es wurde ein mit Ai beruhigter, für das Kaltwalzen
geeigneter Stahl erzielt, der bemet kenswert wenige innere Oxydeinschlüsse und eine ausgezeichnete Oberflächenqualität
aufwies.
•to 3001 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5« C, 0,55* SI, 0,60* Mn, 0,150* P, 0,02« S und dem Rest
! eine Pfanne zugegeben. Dann wurde der geschmolzene Stahl in einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter über-
tragen und dort unter einem von einem Unterdruckgenerator erzeugten Unterdruck zwischen 250 und 30 mm
Hg 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 Perlode 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. Wäiirend der Entgasungsbehandlung
so wurde das Spritzen gut Innerhalb der gleichmäßigen Beirlebszone gesteuert und die Behandlung war mit 3,0
Zirkulationen In 12 Minuten beendet.
Legierungselemente wurden zwischen oer 10. und der 1?. 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 Stranggießmaschine mit gebogenem Profil unter den In Tabelle 2 aufgeführten Bedln-
gungen im Stranggießverfahren vergossen. Es ergab sich fast keine Düsenverstopfung während des Gießens und
es wurde ein mit Sl 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* Sl, 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 Stahlzusammensetzung, Temperatur und Schlackenzusammensetzung zu erhalten. Der so
erhaltene, geschmolzene Stahl wurde dann unter Zugabe einer kleinen Menge (1,5 kg/t) hochgekohlten Fe-Mn
' 65 allein während des Gießens in eine Pfanne gegossen und hinterher In einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter
übertragen, wo der geschmolzene Stahl unter einem von einem Unterdmckgenerator 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:
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 e.rgab sich während des Gießens fast keine Düsenverstopfung und es wurde ein mit
Sl beruhigter Stahl für Heißwalzzwecke erzielt, der dieselben ausgezeichneten Eigenschaften aufwies wie der im
Beispiel 4 erzeugte Stahl.
3001 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5* C, 0,6096 Sl, 0,60* Mn, 0,100% P, 0,02* S und dem Rest
Roheisen und 551 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 Zusatz 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 Kohlenstoffenizug <-es geschmolzenen
Stahles nach folgendem Mustsr schrittweise eingestellt wurde: in der ersten Periode ver, 4 Minuten
zwischen 190 und 150 mm Hg; in der zweiten. Periode von der 4. zur 8. Minute zwischen 150 und IM) mm Hg;
in der dritten Periode von der 8. zur 14. Minute zwischen 100 und 20 mm Hg. Während der Entgasungsbehandiung
wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen Betriebszone gesteuert und die Behandlung war mit
3,5 Zirkulationen 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 wunde ein mit Si
beruhigter Stahl für Heißwalzen erzielt, der genauso ausgezeichnete Eigenschaften hatte wie der Im Beispiel 4 30,
erzielte Stahl.
2451 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,5% C1 0,65% Si, 0,55% Mn, 0,100% P, 0,02% S und dem Rest
Rohelsen und 26 t Schrott wurden in einen Konverter gegeben und 17 Minuten lang geblasen, um am Ende des
Blasens die In Tabelle 2 aufgeführte Stahlzusammensetzung und Temperatur und die Schlackenzusammensetzung
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
geschmolzen- Stahl durch Aufsaugen unter einen von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck
zwischen 190 und 20 mm Hg entgast wurde, wobei der Unterd· jck 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 Perlode 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 Höhe des DH-Unterdruck-Entgasungsbehälters geregelt. Während der Entgasungsbeharcilung
wurde das Spritzen gut innerhalb der gleichmäßigen Betriebszone gesteuert und die Behandlung
war mit 3,7 Zirkulationen In 13 Minuten beendet.
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 Stranggleßm&i/chlne unter den in Tabelle 2 aufgeführten Bedingungen Im Stranggießverfahren so
vergossen. Es ergab sich fast keine Düsenverstopfung während des Gießens und es wurde ein für das Heißwalzen
geeigneter, mit Sl beruhigter Stahl erzielt, der dieselben ausgezeichneten Eigenschaften hatte, wie der im
Beispiel 4 erwähnte Stahl.
3551 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,3% C, 0,55% Sl, 0,65% Mn, 0,095% P, 0,015% S und dem Rest
Elsen, wurden in einen Konverter gegeben und 15 Minuten lang zur Erzielung der In Tabelle 2 aufgeführten
Stahlzusammensetzung 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-Sl 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° C höher gehalten wurde als bei der vorliegenden Erfindung, verstopfte die Düse durch Oxydeinschlüsse
während dss Gießens sehr oft und es konnte keine höhere Gleßgeschwlnülgkell als 1,2 m/Mln. eingehalten
werden. Die Innere Fehlerfrelhelt und die Oberfläciienqualltä» des Produktes dieses Vergleichsverfahrens
waren wesentlich schleciiver als diejenigen Werte der nach dem erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten
Produkte, wie es auch In den Fl g. 9 und 10 gezeigt 1st.
Il
Vergleich 3
3SS t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,596 C, 0,60% Sl, 0,60% Mn, 0,100% P, 0,020% S und dem Rest
Rohelsen, wurden In einen Konverter gegeben und dann IS 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 wahrend des
Gießens und Zusatz von 2,04 kg/t von Fe-Sl und 0,10 kg/t von Al nach dem Gießen In eine Pfanne gegossen
und unter einer nlchtoxydlerenden Atmosphäre umgerührt, um die endgültige Stahlzusammensetzung einzustellen.
Der so eingestellte geschmolzene Stahl wurde dann einer Stranggießmaschine mit gebogenem Profil züge-
ίο führt, um einen mit Sl beruhigten Stahl für das Heißwalzen herzustellen.
Obwohl die Trichtertemperatur In diesem Vergleichsverfahren 8 bis 10° C hoher gehalten wurde als bei dem
erfindungsgemäßen Verfahren, verstopfte die Düse durch Oxydclnschlusse wahrend des Gießens sehr oft und es
war unmöglich, eine höhere Gießgeschwindigkeit als 1,2 m/Mln. einzuhalten. Die Innere Fehlerfrelhelt und die
Oberflächenqualltat des durch dieses Vergleichsverfahren erzielten Produktes waren genauso schlecht wie die
entsprechenden Werte Im Vergleich 2 und betrachtlich schlechter als die betreffenden Werte der nach dem
erfindungsgemäßen Verfahren hergestellten Produkte.
M 355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40% C, 0,45% Sl, 0,65% Mn, 0,100% P, 0,020% S und dem
Rest Elsen, wurden In einen Konverter geladen und IS 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 Elsenlegierung während des Gießens in
eine Pfanne gegossen und In einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo der geschmolzene Stahl
unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdruck zwischen 250 und 10 mm Hg behandelt
wurde, wahrend 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 Perlode von der 4. bis zur 7. Minute zwischen 150 und λΚ) mm Hg; in der dritten Perlode von der
7. zur 11. Minute auf 60 mm Hg und in der vierten Perlode von der 11. bis zur 18. Minute auf 10 mm Hg.
Wahrend des Gasentzuges 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 zulassigen Bereiches. Der Stahl war für die Herstellung dicker Stahlbleche mit
einer Zugfestigkeil von 40 kg/mm2 geeignet.
Beispiel 10
■so · 355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45% C, 0,50% Si, 0,55% Mn, 0,098% P, 0,020% S und dem
Rest Rohelsen, 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 10 mm Hg behandelt wurde, während der Unterdruck entsprechend dem Kohlenstoffentzug
des geschmolzenen Stahles nach folgendem Muster schrittweise geregelt wurde: in der ersten Perlode bis zur
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 Perlode 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 geschmolzen*
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 Oberflächenqualltat, und.
wie aus der Brammenanalyse In Tabelle 3 hervorgeht, lag der H-Gehalt des so erzielten Stahles durchaus Inner-
halb des zulässigen Bereiches. Der Stahl war für die Herstellung dicker Stahlplatten von 40 kg/mmJ Zugfestigkeit
geeignet.
Beispiel 11
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40% C, 0,45% Si, 0,55% Mn, 0,110% P, 0,015% S und dem
Rest Elsen, wurden in einen Konverter geladen und 17 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 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
'65 der geschmolzene Stahl unter einem von einem Unterdruckgenerator gelieferten Unterdrjck 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 Perlode bis zur vierten Minute zwischen
300 und 150 mm Hg; in der zweiten Perlode von der 4. zur 11. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg und In der
dritten Periode von der II. bis zur 18. Minute auf 10 mm Hg. Wahrend 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-Sl beruhigten Stahl, der weniger Innere Fehler und eine ausgezeichnete Oberflachen- s
qualltät hatte. Wie aus der Brammenanalyse In Tabelle 3 hervorgeht, lag der H-Gehalt des so erzeugten Stahles
durchaus Im zulassigen Bereich. Der Stahl war für die Herstellung dicker Stahlbleche mit einer Zugfestigkeit
von ?J kg/mma geeignet.
3551 geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40* C, 0,40% Sl, 0,55* Mn, 0,105« P, 0,20% S und dem Res}
Rohelsen, wurden in einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um eine Stahlzusammensetzung
und -temperatur sowie Schlackenzusammensetzung am Ende des B läse ns 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 Perlode bis zur vierten
Minute zwischen 300 und 150 mm Hg; In der zweiten Perlode von der 4. bis zur 11. Minute zwischen 100 und
60 mm Hg; In der dritten Perlode 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 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-Sl beruhigten Stahl mit weniger Inneren Fehlern und einer ausgezeichneten Oberflächenqualltät,
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/mm3 geeignet.
Beispiel 13
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45% C, 0,50% Sl, 0,55% Mn, 0,103% P, 0,022% S und dem
Rest Elsen, 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 Bissens 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-Unterdruck-Entgasungsbehälter übertragen, wo
der geschmolzene Siahi unter einem von einem Unierdruckgenerator 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 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 <to
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-Sl beruhigten Stahl mit weniger inneren Fehlern und einer ausgezeichneten Oberflächenqualität, und wie
aus der Brammenanalyse In Tabelle 3 hervorgeht, lag der H-Gehalt des Stahles durchaus Im zulässigen Bereich.
Der so erhaltene Stahl war für die Herstellung dicker Stahlbleche mit einer Zugfestigkeit von 40 kg/mm2 geeignet.
Beispiel 14
3551 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, während 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 Oberfiächenqualltät 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 geeignet.
271 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45% C, 0,65% Sl, 0,55« Mn, 0,098% P, 0,020% S und dem
Rest Elsen, 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
wahrend 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 Perlode bis zur vierten
Minute zwischen 300 und 150 mm Hg; In der zweiten Perlode von der vierten zur zehnten Minute zwischen 100
und 60 mm Hg und In der dritten Perlode 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 mit 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-Sl
beruhigten Stahl, der wenige Innere Fehler und eine ausgezeichnete Oberflächenqualltät 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% Sl, 0,55% Mn, 0,100% P, 0,020% S und dem
Rest Elsen, wurden In einen Konverter geladen und 15 Minuten lang geblasen, um am Ende des Blasens die In
Tabelle 3 aufgeführte Stahlzusammensetzung und -temperatur sowie Schlackenzusammensetzung 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 Perlode bis zur 4. Minute zwischen 300 und 150 mm Hg; In der zweiten Perlode
von der 4. bis zur 12. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg und In der dritten Perlode von der 12. bis zur 18.
Minute auf 10 mm Hg. Leglerungselemente wurden in der Endstufe-Entgasungsbehandlung nach den Angaben
In Tabelle 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
■to 355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,40% C, 0,50% Sl, 0,55% Mn, 0,105% P, 0,020% S und dem
Rest Elsen, wurden In einen Konverter geladen und 16 Minuten lang geblasen, um am Ende des Blasers die In
Tabelle 3 angegebene Siihlzusammensetzung und -temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung 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 Obertragen, 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 eingestellt wurde: in der ersten Perlode bis zur 4. Minute zwischen 300 und 150 mm Hg; In der zweiten
Perlode von der 4. zur 12. Minute zwischen 100 und 60 mm Hg und in der dritten Perlode von der 12. bis zur
13. Minute auf 10 mm Hg. Leglerungselemente 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%.
Vergleich 6
355t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,45% C, 0,50% Sl, 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° C 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 Siranggießmaschine mit gebogenem Profil upter den In
Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen vergossen. Der resultierende, mit AI-SI beruhigte Stahl zeigte eine gute
Qualität für die Herstellung von dicken Stahlblechen mit einer Zugfestigkeit von 40 kg/mm2, wies jedoch einen
hohen N-Gehalt von 43 ppm auf.
Verghlch 7
355 t geschmolzenen Roheisens, bestehend aus 4,4596 C, 0,50% Sl, 0,55% Mn, 0,100% P, 0,020% S und dem
Rest Elsen, wurden In einen Konverter gelcden und 16 Minuten lang geblasen, um am Ende des Blasens die In
Tabelle 3 aufgeführte Stahlzusammensetzung 'Jnd -temperatur sowie die Schlackenzusammensetzung tu 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 einen RH-Unterdruck-Entgasungsbehälter Übertragen, wo der geschmolzene Stahl 30 Minuten lang unter einem hohen Unterdruck von maximal I mm Hg
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 Stranggleßmaschlne
mit gebogenem Profil vergossen. Der resultierende, mit Al-Sl beruhigte Stahl wies eine gute Qualltat für
die Produktion dicker Stahlbleche von 40 kg/mm2 Zugfestigkeit auf, zeigte jedoch einen hohen N-Gehalt von
48 ppm.
| Schritte | Blasenende [C] | Beispiel I | Beispiel 2 | 150-lOmmHg | Beispiel 3 | Vergleich 1 |
| [Mn] | /i= 20 | η =30 | 12 Min. | π= 25 | S= 50 | |
| Temperaturblasenende | Chargen | Chargen | (3,0 Zirku | Chargen | Chargen | |
| Schlackenblasenende | 0,10% | 0,05% | lationen) | 0,08% | 0,04% | |
| Eisenlegierungkohlungsmittel | 0,25% | 0,16% | 10 Min. | 0,23% | 0,11% | |
| η | Fe-Mn | 1636°C | 1630° C | 0 | 1633°C | 1637°C |
| 17% | 21% | 2,1 kg/t | 19% | 24% | ||
| 1 | Al | 0 | 0 | geschm. Stahl | 0 | 0 |
| 4) | 0 | 1,5 kg/t | 0,95 kg/t | 0 | 2,8 kg/t | |
| C | Typ | geschm. Stahl | geschm. Stahl | geschm. Stahl | ||
| O | Unterdruck | 0 | 0 | 1543°C | 0 | 2,5 kg/t |
| (Schwankung | geschm. Stahl | |||||
| Behandlungszeit | RH | RH | σ= 5° C) | DH | - | |
| nach dem Muster in F i g. 2 b | 1,4 m/Min. | |||||
| 250-25mmHg | 0,5% | 200-lOmmHg | - | |||
| Zeitpunkt des Legierungszuschlages | 16 Min. | 0,03% | 12 Min. | _ | ||
| ?? | Eisenlegierungskohlungsmittel | (4,0 Zirku | Spuren | (3,5 Zirku | ||
| Fe-Mn | lationen) | 0,30% | lationen) | |||
| J | 14 Min. | 0,012% | 10 Min. | - | ||
| Al | 0 | 0,010% | 0 | - | ||
| Ξ | 1,0 kg/t | 0,050% | 1,3 kg/t | — | ||
| 'S υ |
Trichtertemperatur | geschm. Stahl | (Fluctuation | geschm. Stahl | ||
| C | 0,83 kg/t | σ = 0,003%) | 0,86 kg/t | — | ||
| geschm. Stahl | 100% | geschm. Stahl | ||||
| Gießgeschwindigkeit | 1543° C | 1545°C | 1557°C | |||
| Düsenverstopfung | (Schwankung | 3% | (Schwankung | (Schwankung | ||
| [Q | a= 5° C) | σ = 5° C) | σ = 9° C) | |||
| OO C | [Si] | 1,6 m/Min. | 1,0 m/Min. | 1,2 m/Min. | ||
| (55 be | [Mn] | 0,5% | 0,4% | 1,5% | ||
| [P] | 0,05% | 0,05% | 0,05% | |||
| [S] | Spuren | Spuren | Spuren | |||
| [sol ■ Al] | 0,30% | 0,30% | 0,30% | |||
| C υ C O |
0,015% | 0,013% | 0,013% | |||
| 0,010% | 0,012% | 0,010% | ||||
| Sg 03 ra |
Prozentsatz fehlerfreier, | 0,050% | 0,050% | 0,048% | ||
| zufriedenstellender Produkte | (Fluctuation | (Fluctuation | (Fluctuation | |||
| Oberflächenbehand 1 ung | σ = 0,003%) | σ = 0,0t 3%) | σ= 0,013%) | |||
| Si | 100% | 100% | 70% (s. Fig. 7) | |||
| % | 3% | 2% | 30% (s. Fig. 8) | |||
15
| Schritte | Blasenende [C] | Beispiel 4 | Beispiel S | Beispiel 6 | 0 | Beispiel 7 | 0 | Beispiel 8 | 0 | Vergleich 2 | Vergleich 3 | to -J |
| Kon | [Mn] | 0,07% | 0,08% | 0,13% | 3,4 kg/t | 0,15% | 3,9 kg/t | 0,14% | 4,0 kg/t | 0,04% | 0,10% | U) |
| verter | Temperaturblasenende | 0,16% | 0,18% | 0,22% | 2,0 kg/t | 0,24% | 1,9 kg/t | 0,24% | 2,0 kg/t | 0,11% | 0,19% | OJ |
| betrieb | Schlackeinblasenende (T ■ Fe) | 1638° C | 16350C | 16230C | 0,10 | 1628° C | 0 | 163O0C | 0 | 163O0C | 162O0C | ΟΊ |
| Eisenlegierungskohlungsmittel | 19% | 17% | 15% | (Si-Ertrag fur | 13% | 14% | 24% | 17% | O | |||
| Fe-Mn | 0 | 0 | 0 | Stabilisierung) | 0 | 0 | 0 | 0 | ||||
| Fe-Si | 3,1 kg/t | 2,6 kg/t | 1,5 kg/t | 1537° C | 0 | 15350C | 0 | 15350C | 3,36 kg/t | 6,29 kg/t | ||
| Al | 0 | 0 | 0 | (Fluctuation | 0 | (Fluctuation | 0 | (Fluctuation | 0,96 kg/t | 2,04 kg/t | ||
| Typ | 0 | 0 | 0 | σ = 3° C) | 0 | σ => 4° C) | 0 | σ = 5° C) | 1,03 kg/t | 0,10 kg/t | ||
| Unter- | Unterdruck | RH | RH | RH | 1,5 m/min. | RH | 1,5 m/min. | DH | 1,0 m/min. | - | - | |
| druck- | Behandlungszeit | 250-20 mmHg | 200-30 mmHg | 210-15 mmHg | 0,2% | 190-22 mmHg | 0,1% | 200-20 mmHg | 0,1% | - | _ | |
| Gas- entzus |
Zeitpunkt des Legierungszuschlages | 16 Min. | 12 Min. | 13 Min. | 0,14 % | 14 Min. | 0,14 % | 13 Min. | 0,13 % | - | - | |
| Eisenlegierungskohlungsmittel | 14 Min. | 10 Min. | 7 Min. | 0,13 % | 8 Min, | 0,12 % | 7 Min. | 0,13 % | - | - | ||
| Fe-Mn | 0,11 kg/t | 0 | 0,54 % | 0,50 % | 0,50 % | - | - | |||||
| Fe-Si | 0,2 kg/t | 0,1 kg/t | 0,020% | 0,018% | 0,019% | - | - | |||||
| Al | 0,88 kg/t | 0,94 kg/t | 0,019% | 0,020% | 0,018%· | - | - | |||||
| 0,30 | 0 | 0,003% | - | - | — | — | ||||||
| (Si-Ertrag für | 1% | 3% | 2% | |||||||||
| Trichtertemperatur | Stabilisierung) | |||||||||||
| Strang | 1545°C | 154O0C | 1557°C , | 15450C | ||||||||
| gießen | (Fluctuation | (Fluctuation | (Fluctuation | (Fluctuation | ||||||||
| Gießgeschwindigkeit | σ = 5° C) | σ= 50C) | σ - 9° C) | σ - 9° C) | ||||||||
| Düsenverstopfung | 1,6 m/min. | 1,8 m/min. | 1,2 m/min. | 1,2 m/min· | ||||||||
| [C] | 0,1% | 0,2% | 1,5% | 2,1% | ||||||||
| Bram | [Si] | 0,05 % | 0,06 % | 0,05 % | 0,14 % | |||||||
| men | [Mn] | 0,055% | 0,050% | 0,055% | 0,13 % | |||||||
| analyse | [P] | 0,30 % | 0,29 % | 0,30 % | 0,54 % | |||||||
| [S] | 0,010% | 0,010% | 0,010% | 0,020% | ||||||||
| [T · Al] | 0,015% | 0,015% ' | 0,015% | 0,019% | ||||||||
| Oberflächenbehandlung | 0,002% | - | 0,003% | 0,001% | ||||||||
| Qualität | erforderlich bei Brammen | 2% | 2% | 15% | 13% | |||||||
| Tabelle | 3 | Beispiel | 9 | Beispiel | 10 | Beispiel | 11 | Beispiel | 12 | Beispiel | 13 | Beispiel | 14 | Beispiel | 15 | Vergleich | 4 | Vergleich | 5 | Vergleich | 6 | Vergleich | 7 |
| Schritte | |||||||||||||||||||||||
Al-Si
beruhigter Stahl
Zugfestigkeit Blasen- [C] ende [Mn] Temperatur-Blasenende
Schlacken-Blasenende (T · Fe) [H]
Gießen Fe-Si-Zuschlag Fe-Mn-Zuschl. Al-Zuschlag
[H]
[N]
Typ
Behandlungs
Behandlungs
40 kg/mm2 40 kg/mm2 50 kg/mm2 40 kg/mm2 40 kg/mm2 API · X-52 40 kg/mm2 40 kg/mm2 40 kg/mm2 40 kg/mm2 50 kg/mm2
0,12% 0,26%
1625° C
15%
0,9 PPM
"it
υ
υ
Zirkulationszahl während d. Beliandlung Zeitpunkt des
Zuschlages:
Fe-Si
(Menge) Fe-Mn (Menge)
Al
(Mep«<e) 4N von Fe-Si
und Fe-Mn
1,5 PPM 18 PPM
RH 18 Min.
4,5
7 Min. 3,13 kg/T-S
7 Min. 5,04 kg/T-S
11 Min. 0,29 kg/T-S
2,75·
0,11% 0,20% 1630° C
17% 1,0 PPM
0,09% 0,18% 1640° C
18%
0,10% 0,20%
16400C 17%
1,1 PPM 1,1 PPM
0,12% 0,21%
1635°C 18%
1,0 PPM
1,6 PPM 16 PPM
RH
18 Min.
4,5
1,7 PPM
17 PPM RH
18 Min.
4,5
1,4 PPM
17 PPM
RH
18 Min.
4,5
1,6 PPM 16 PPM
RH
18 Min.
4,5
3 Min. 3 Min. 3 Min. 3 Min.
3,29 kg/T-S 3,20 kg/T-S 3,29 kg/T-S 3,00 kg/T-S
3 Min. 3 Min. 3 Min. 3 Min.
6,14 kg/T-S 15,85 kg/T-S 6,14 kg/T-S 4,30 kg/T-S
11 Min. 11 Min. 11 Min. 11 Min.
0,29 kg/T-S 0,44 kg/T-S 0,25 kg/T-S 0,28 kg/T-S
3,75 3,75 3,75 3,75-
0,10% 0,25% 16400C
19%
1,0 PPM
2,9 kg/T-S 2,9 kg/T-S 2,9 kg/T-S 2,9 kg/T-S -
1,2 PPM 19 PPM RH 18 Min.
4,5
3 Min. 3,29 kg/T-S
3 Min. 8,59 kg/T-S
11 Min. 0,26 kg/T-S
3,75
16320C
1,0 PPM
3 Min.
0,1 !1% 0,21% 1635°C
18%
2,9 kg/T-S 2,9 kg/t
1,6 PPM 1,2 PPM
17 PPM 18 PPM
DH RH
15 Min. 18 Min.
4,5
12,5 Min.
3,29 kg/T-S 3,30 kg/t
3 Min. 12,5 Min.
6,04 kg/T-S 6,67 kg/t
9,8 Min. 14 Min.
0,29 kg/T-S 0,25 kg/t
3,46 1,375
0,10% 0,20%
164O0C
17%
0,08% 0,19% 165O0C
18%
0,09% 0,18%
166O0C 18%
1,0 PPM 1,1 PPM 0,8 PPM 0,9 PPM
4,5
14 Min. 3,29 kg/t
14 Min. 6,14 kg/t
16 Min. \>,25 kg/t
1,0·
7,5
7,5
| 2,77 kg/t | 2,77 kg/t | "»■4 | |
| 2,9 kg/t | 9,12 kg/t | 18,24 kg/t | U> |
| - | 0,98 kg/t | 1,03 kg/t | U> |
| 1,4 PPM | 2,7 PPM | 3,5 PPM | |
| 17 PPM | 34 PPM | 41 PPM | O |
| RH | RH | RH | |
| 18 Min. | 30 Min. | 30 Min. |
| Fortsetzung | Zeitpunkt des | (Menge) | • | Beispiel 10 | Beispiel 11 | Beispiel 12 | Beispiel 13 | Beispiel 14 | Beispiel 15 | Vergleich 4 | • | Vergleich 6 | Vergleich 7 | - | NJ |
| Schritte | Zuschlages: | Beispiel 9 | Vergleich 5 | , >J | |||||||||||
| Fe-Si | OJ | ||||||||||||||
| ter | (Menge) | Auftreten von | — | — | — | 16 Min. | — | — | — | 25 Min. | — | OJ | |||
| 2 | I Fe-Mn | Düsenver | — | - | - | - | 0,42 kg/T-S | - | - | - | — | 0,14 kg/t | - | ■»J | |
| ω Xl |
c (Menge) | stopfung der | - | — | — | — | 16 Min. | — | — | — | - | 25 Min. | _ | O | |
| Ugi | e sonstige | Pfanne | — | — | — | — | 1,90 kg/T-S | — | — | — | — | 0,15 kg/t | — | ||
| sentz | ω | Trichtertem | — | Fe-Nb | REM | — | [C] | ||||||||
| c-Ga | peratur des | 11 Min. | 12 Min. | 25 Min. | |||||||||||
| υ 3 |
geschmolzenen | — | — | 0,48 kg/T-S | — | 0,35 kg/T-S | — | — | 0,23 kg/t | — | |||||
| ι» | Stahles | — | Fe-Nb 12 Min. | — | |||||||||||
| υ | Gießge | 0,48 kg/T-S | |||||||||||||
| C | schwindigkeit | 0% | 0% | 0% | 0% | 0% | 0% | 40% | 0% | 0% | |||||
| [C] | 5% | (n=60 | (η = 13 | (H= 15 | (/i=20 | (n=5 | (η= 20 | («'= 10 | 70% | («= 15 | (n = 13 | ||||
| [Si] | (η =55 | Charge) | Charge) | Charge) | Charge) | Charge) | Charge) | Charge) | (η=. 15 | Charge) | Charge) | ||||
| [Mn] | Charge) | Charge) | |||||||||||||
| öS S CQ |
[P] | 1520 - | 1520- | 1520- | 1518 — | 1520- | 1520 — | 1525- | 1525 — | 1520- | |||||
| O °ÖO |
[S] | 1525 — | 1540° C | 154O0C | 15400C | 15290C | 1S25°C | 1540° C | 154O0C | 1520 — | 15450C | 154O0C | |||
| OO C |
[T- Al] | 1545° C | 1540° C | ||||||||||||
| 2 | [H] | ||||||||||||||
| Vi | [N] | 1,80 m/Min. | 1,20 m/Min. | 1,6 m/Min. | 1,6 m/Min. | 1,7 m/Min. | 1,0 m/Min. | 1,5 m/Min. | 1,15 m/Min. | 1,15 m/Min. | |||||
| sonstige | 1,30 m/Min. | 1,6 m/Min. | |||||||||||||
| 0,15 % | 0,15 % | 0,13 % | 0,14 % | 0,13 % | 0.16 % | 0,13 % | 0,14 % | 0,15 % | |||||||
| 0,10 % | 0,20 % | 0,20 % | 0,20 % | 0,22 % | 0,20 % | 0,20 % | 0,20 % | 0,13 % | 0,20 % | 0,20 % | |||||
| 0,20 % | 0,80 % | 1,42 % | 0,81 % | 0,82 % | 0,83 % | 0,79 % | 0,80 % | 0,20 % | 0,80 % | 1,40 % | |||||
| S | 0,60 % | 0,025% | 0,018% | 0,018% | 0,018% | 0,017% | 0,023% | 0,018% | 0,81 % | 0,020% | 0,020% | ||||
| nal) | 0,025% | 0,022% | 0,010% | 0,013% | 0,016% | 0,005% | 0,020% ■ | 0,012% | 0,018% | 0,018% | 0,012% | ||||
| ena | 0,022% | 0,018% | 0,027% | 0,015% | 0,017% | 0,015% | 0,018% | 0,016% | 0,013% | 0,018% | 0,025% | ||||
| E P |
0,018% | 1,3 PPM | 1,2 PPM | 1,0 PPM | 1,4 PPM | 1,0 PPM | 1,4 PPM | 0,9 PPM | 0,015% | 1,2 PPM | 1,3 PPM | ||||
| Bra: | 1,1 PPM | 17 PPM | 19 PPM | 17 PPM | 17 PPM | 19 PPM | 18 PPM | 20 PPM | 1,0 PPM | 43 PPM | 48 PPM | ||||
| 20 PPM | — | — | Nb: 0,03% | — | REM: 0,0125% | — | _ | 18 PPM | _ | — | |||||
| — | Nb; 0,03% | _ | |||||||||||||
der Oberflächenbear beitung des gegossenen Grobblechs
Prozentsatz des gegossenen Grobblechs aufgrund interner Fehler
(T-S: Tonne geschmolzenen Stahls) (Zeitpunkt des Zuschlages: Zeil vom Beginn des Gasentzuges)
(<3N: Zirkulationszahl nach dem Zuschlag!
Claims (6)
1. Verfahren zum Einstellen des Kohlenstoffgehalts eines Stahls zum Herstellen von Stranggußbrammen,
bei dem ein im Konverter höchstens bis auf 0,0556 entkohlter, unberuhigter Stahl In Vakuum bei mit der
Entkohlung abnehmendem Druck vakuumbehandelt wird und der Schmelze Aluminium, Silizium und
Mangan einzeln oder nebeneinander zugesetzt werden, dadurch gekennzeichnet, daß der Druck
wahrend der Vakuumbehandlung schrittweise von 300 mm auf 10 mm Hg verringert wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß dem Stahl beim Entleeren des Konverters
FeiTomangan zugesetzt wird.
to
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Schmelze nach einer Silizium- und
Manganzugabe während einer Teilmengen-Entgasung noch mindestens anderthalbmal umgewälzt sowie
abschließend mit Aluminium desoxydiert wird.
4. Verfahren nach Anspruch I oder 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Stahlzusammensetzung Im
Vakuum eingestellt wird.
5. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach den Ansprüchen 1 bis 4, gekennzeichnet durch
ein Entgasungsgefäß (2) mit einem auf eine Hubsteuerung (9, 16, 17) eines Pfannentischs (7) geschalteten
Vakuummeter (14).
6. Vorrichtung nach Anspruch 5, gekennzeichnet durch ein Gasmeßgerät (104) und ein Vakuummeter
(105), derer» Ausgänge auf eine Vakuumsteuerung (118) geschaltet sind.
20 ;
Applications Claiming Priority (5)
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