DE69518436T2

DE69518436T2 - Verfahren und vorrichtung zur herstellung von stahl aus eisenkarbid

Info

Publication number: DE69518436T2
Application number: DE69518436T
Authority: DE
Inventors: Zhiyou Du; Gordon H. Geiger; Asish K. Sinha; Achilles Vassilicos
Original assignee: USS Engineers and Consultants Inc; Praxair Technology Inc; United States Steel Corp
Current assignee: USS Engineers and Consultants Inc; Praxair Technology Inc; United States Steel Corp
Priority date: 1994-12-20
Filing date: 1995-12-05
Publication date: 2000-12-14
Anticipated expiration: 2015-12-06
Also published as: AR000390A1; CA2200961A1; ATE195556T1; JPH10510882A; CN1170440A; CN1047631C; US5885325A; DE69518436D1; AU704090B2; TR199501620A2; EP0793731B1; DZ1954A1; AU4507596A; TW332833B; JP3023617B2; CA2200961C; BR9510099A; EP0793731A1; NZ300357A; MX9703252A

Description

Hintergrund

Bereich der Erfindung

Die vorliegende Erfindung betrifft Vorrichtungen und Verfahren zum Herstellen von Stahl aus Eisencarbid in zwei eng miteinander verbundenen Stufen, umfassend einen Reaktor der ersten Stufe, in dem eine Eisen-Kohlenstoff-Legierung mit einem mittleren Kohlenstoffgehalt durch Verbrennen energiereicher Gase erzeugt wird, einschließlich von Gasen aus einem Reaktor der zweiten Stufe und zusätzlich zu in dem ersten Reaktor erzeugten energiereichen Gasen; eine derartige Eisen-Kohlenstoff- Legierung wird dann als Beschickung für den Reaktor der zweiten Stufe verwendet, in dem Stahl eines letztendlich gewünschten Kohlenstoffgehalts hergestellt wird.

Beschreibung des nahen Standes der Technik

Das US-Patent Nummer 2,780,537 (Stellung et al.) offenbart ein Verfahren zur Herstellung von Eisencarbid und stellt fest, daß das Produkt in Stahl-Öfen bekannten Aufbaus zu Eisen oxidiert werden kann.
Das US-Patent Nummer 2,978,31$ (Kalling et al.) offenbart das kontinuierliche Zuleiten eines pulverförmigen, Eisencarbid enthaltenden Materials in einen geneigten Drehofen des "Kaldo"-Typs zur Herstellung von Stahl. Das Patent lehrt, daß dieses Beschickungsmaterial alle Hitze liefert, die für die Reaktion erforderlich ist, und Schwefel wird in dieses Verfahren nicht eingeleitet.
Das US-Patent Nummer 3,486,882 (Raquin et al.) lehrt ein Verfahren zur kontinuierlichen Herstellung von Stahl, das ein kontinuierliches Einleiten eines vorreduzierten, Stahl bildenden Materials in ein geschmolzenes Bad einfließt, das in einem Frische- Gefäß enthalten ist, und das gleichzeitige Einleiten eines thermogenen Materials und gasförmigen Sauerstoffs in das Gefäß. Das vorreduzierte, Stahl bildende Material ist Eisenerz, das auf einen Wert zwischen 40 und 100% reduziert wurde. Dieses Material wird in das Gefäß bei erhöhter Temperatur eingeleitet und kann Kohlenstoff oder andere thermogene Elemente in ausreichender Menge enthalten, um die notwendige Hitze zu liefern, die für das Verfahren erforderlich ist.
Das US-Patent Nummer 3,527,598 (Rouanet) lehrt das Durchführen eines kontinuierlichen Stahl-Herstellungsprozesses in einem Reaktor unter Verwendung carburierter und nicht-carburierter, vorreduzierter Pellets. Der Gesamt-Kohlenstoffgehalt der carburierten und nicht-carburierten Pellets ist derart, daß die Reaktion mit Sauerstoff alle Hitze liefert, die zur Durchführung des Prozesses erforderlich ist. Das Reissue-Patent Nummer 32,247 (Stephens) lehrt ein Verfahren zur Herstellung von Eisencarbid aus Eisenerz unter Verwendung eines Fließbett-Prozesses. Das Eisencarbid-Produkt wird anschließend zur Herstellung von Stahl in einen Ofen zur Stahlherstellung wie beispielsweise einen Sauerstoff-Aufblasconverter oder einen Elektroofen gefüllt.
Während das ursprüngliche Patent von Stephens (US-Patent Nummer 4,053,301) den Ofen entweder als Sauerstoff-Aufblasconverter oder Elektroofen beschreibt, beansprucht das oben zitierte Reissue-Patent von Stephens in breiter Weise "einen Ofen zur Stahlherstellung". Aus der Akte des Reissue-Patents von Stephens geht auch hervor, daß die Art des in dem Stahlherstellungsprozeß gemäß der Erfindung verwendeten Ofens für die primäre Neuheit des Patents irrelevant ist. Damit ergibt sich aus der gesamten Aktengeschichte des Reissue-Patents von Stephen, daß das Verfahren von Stephens nicht auf einen bestimmten Ofen zur Stahlherstellung beschränkt ist, sondern auch andere Öfen zur Stahlherstellung gemäß dem Stand der Technik wie beispielsweise ein Reaktorgefäß einschließen kann.
Außerdem lehrt das Reissue-Patent von Stephens in Spalte 2, Zeilen 20 bis 22, daß die Bildung von Eisencarbid und seine anschließende Umwandlung in Stahl ein kontinuierlicher Arbeitsvorgang sein kann. Das Patent von Stephens lehrt in Spalte 4, Zeilen 16 bis 21, daß dann, wenn das heiße Eisencarbid direkt in den Ofen gegeben wird, das Verfahren kontinuierlich und autothermal ist. Stephens lehrt auch, daß das Abgas aus dem Ofen, das etwa 90% Kohlenmonoxid enthält, aufgefangen und mit Sauerstoff unter Erzeugung von Hitze verbrannt werden kann.
Das Konzept einer kontinuierlichen Herstellung von Stahl, z. B. aus Eisenerz, wurde diskutiert von Queneau in "The QSL Reactor for Lead and its Prospects for N1, Cu, Fe", Journal of Metals, Dezember 1989, Seiten 30 bis 35" und auch von Worner in "WORCRA (Continuous) Steelmaking, Open Hearth Proceedings, 1969, Seiten 57 bis 63" und "Proceedings of the Savard/Lee International Symposium on Bath Smelting, Minerals, Metais & Materials Society, 1992, Seiten 83 bis 101".
Der Queneau oder Queneau-Schuhmann-Prozeß zur kontinuierlichen Herstellung von Stahl ist hinsichtlich seiner Natur ähnlich dem sogenannten "QSL"-Prozeß zur Herstellung von Nicht-Eisen-Metallen wie beipsielsweise Blei und Nickel (siehe beispielsweise die US-Patente Nummer 3,941,587; 3,988,148 und 4,085,923 sowie der oben genannte Artikel aus dem "Journal of Metais"). Die letztgenannte Veröffentlichung offenbart ein geschlossenes Reaktorgefäß zur direkten und kontinuierlichen Herstellung von Stahl aus Eisenoxid-Erzen. Der QSL-Reaktor ist ein geschlossenes System, das in der Lage ist, den Zutritt und Austritt atmosphärischer Gase und gasförmiger Reaktionsprodukte zu beschränken.
Der WORCRA-Prozeß und ähnliche Prozesse wie beispielsweise derjenige, der beschrieben wurde von Rudziki et al. in "Open Hearth Proceedings, 1969, Seiten 48 bis 56" machte Gebrauch von einem Einblasen von Sauerstoff mit einer von oben geführten Lanze oder einem oben und unten kombiniert erfolgenden Einblasen von Sauerstoff unter Verbrennung von CO, das im oberen Bereich der Schmelze erzeugt wird, um zusätzliche Hitze für das Verfahren zu erzeugen. Rudzikis Prozeß wird verwendet, um flüssiges Roheisen zu decarburieren, das mit Kohlenstoff gesättigt ist.
In dem sogenannten "IRSID"-Prozeß, der von A. Berthet et al. in der Druckschrift "International Conference of the Science and Technology of Iron and Steel, Tokyo, September 1970, Seiten 60 ff." beschrieben wurde, wird heißes Metall wie beispielsweise Roheisen kontinuierlich in einen Reaktor gefüllt, in dem von oben Sauerstoff auf ein Metallbad geblasen wird, daß die Bildung einer Schlacke-/Metall-/Gas- Emulsion hervorruft, in der ein sehr schnelles Frischen des Metalls erfolgt. Der gefrischte Stahl läuft dann zum Trennen von Schlacke und Metall und zum Abstechen in ein Dekantiergefäß. Der Kohlenstoffgehalt des zugeführten Metalls beträgt 4 bis 5%, und es gibt keinen Gradienten der Kohlenstoffkonzentration vom Eintrittsende zum Austrittsende des Reaktors. Dieses Verfahren ist auch in dem französischen Patent Nummer 2,244,822 beschrieben.
Das US-Patent Nummer 5,139,568 (Geiger) offenbart ein Reaktorgefäß, in das festes Mineral-Material als Beschickung eingefüllt wird. Die Mineral-Beschickung tritt in ein Bad aus geschmolzenem Metall ein, das aus einer unteren, dichteren Eisen- Kohlenstoff-Legierungsschicht oder -Metallschicht und einer oberen, leichteren Schlacke-Schicht besteht (Spalte 6, Zeilen 35 bis 37, der Druckschrift). Sauerstoff wird in das geschmolzene Metall über innerhalb der Schmelze liegende Düsen eingeblasen und reagiert mit Kohlenstoff aus dem Eisencarbid unter Bildung von Kohlenmonoxid. Das Kohlenmonoxid tritt in den Dampfraum oberhalb des geschmolzenen Bades ein (Spalte 6, Zeilen 51 bis 55, der Druckschrift), wo es mit Sauerstoff reagiert, der in den Dampfraum geblasen wird. Die Hitze aus der Verbrennung von Kohlenmonoxid im Dampfraum liefert angeblich etwa 100% der Wärmeenergie, die zur Fortführung der Reaktion in dem Reaktor erforderlich ist (Spalte 7, Zeilen 11 bis 22, der Druckschrift).
In der Vorrichtung, die in dem '568-Patent von Geiger gelehrt wird, wird die Menge an Sauerstoff, der in das geschmolzene Metallbad über den Boden des Reaktors eingeblasen wird, im Verlauf der Länge des Reaktors variiert (Spalte 9, Zeilen 63 bis 68, der Druckschrift). Auf diese Weise wird ein Gradient des Kohlenstoffgehalts entlang der Länge des Reaktors gebildet, und eine Legierung mit niedrigem Kohlenstoffgehalt wird zum Abnehmen am Abnahme-Ende gebildet. Ohne die Bildung eines Gradienten des Kohlenstoffgehalts wird eine Eisen-Kohlenstoff-Legierung mit ausreichend niedrigem Kohlenstoffgehalt am Abnahme-Ende des Reaktors nicht gebildet.
Außerdem tritt in dem in dem '568-Patent von Geiger beschriebenen Reaktor das Kohlenmonoxid-Reaktionsprodukt in den Dampfraum ein, und Sauerstoff wird in den Dampfraum zur Verbrennung mit dem Kohlenmonoxid eingeblasen. Das '568-Patent lehrt, daß die Verbrennung von Kohlenmonoxid mit dem in den Dampfraum eingeblasenen Sauerstoff erfolgt. Sauerstoff aus dem Schmelze-Bad ist eine im hohen Maße unwahrscheinliche Sauerstoffquelle zur Verbrennung des Kohlenmonoxids. Signifikante Mengen Kohlenmonoxid und Sauerstoff müssen im Dampfraum reagieren, um ausreichend Hitze zu erzeugen, um das Verfahren selbsterhaltend oder autothermal zu machen. Dementsprechend muß das gesamte oder im wesentlichen das gesamte Kohlenmonoxid-Reaktionsprodukt in den Dampfraum eintreten und muß dort verbrannt werden, um ausreichend Hitze zu erzeugen, um die Reaktion weiter anzutreiben und einen sich selbst erhaltenden oder autothermalen Prozeß zuzulassen.
Obwohl die Gesamt-Wärmebilanz der in dem Reaktor nach Geiger durchgeführten Reaktion für diesen Zweck im wesentlichen korrekt sein kann, besteht das Problem mit dem einzelnen Gefäß und der damit verbundenen Notwendigkeit zur Bildung eines Gradienten der Kohlenstoffkonzentration darin, daß die Wärmebilanz nicht berücksichtigt, wo es im Prozeß Energie-Defizite und Energie-Überschüsse gibt und wie man aus der Verbrennung von Kohlenmonoxid zu Kohlendioxid stammende Energie steuern und zurückgewinnen kann, was dafür erforderlich ist, eine Bereitstellung von Energie an Stellen innerhalb des Reaktors zu erreichen, wo sie benötigt wird.
In dem Verfahren gemäß dem '568-Patent von Geiger wird erkannt, daß - um einen derartigen Einzelreaktor kontinuierlich zu betreiben und den gewünschten niedrigen Kohlenstoffgehalt zu erhalten, ein Gradient der Kohlenstoffkonzentration von dem Ende des Reaktors, an dem das Eisencarbid eingefüllt wird, zu dem Ende des Reaktors, an dem abgestochen wird, aufrecht zu erhalten. Das Patent lehrt, daß für das Ziel, das Verfahren thermisch autogen zu halten, Sauerstoff in den Dampfraum des Reaktors eingeblasen werden muß, um das in dem Bad aus geschmolzenem Metall erzeugte CO zu verbrennen und Hitze und CO&sub2; zu erzeugen. Es wird davon ausgegangen, daß die so erzeugte Hitze im wesentlichen in das Bad aus geschmolzenem Metall überführt wird, und dies ist eine notwendige Voraussetzung zur Aufrechterhaltung eines thermisch autogenen Prozesses. Jedoch zeigt die Offenbarung ernst zu nehmende Mängel. An dem für die Zufuhr von Eisencarbid vorgesehenen Ende des Reaktors sind die vornehmlichen chemischen Reaktionen endotherm; folglich wird Hitze von außen benötigt, um diese Reaktionen am Laufen zu halten. In demselben Bereich ist das Volumen des ausgestoßenen Gases hoch, was einer hohen Rate an turbulenter Diffusion in dem Metallbad führt und seinerseits zu einem Bereich einer gut durchgemischten Reaktionsmischung führt. In dem verbleibenden Abschnitt des Reaktors ist die vornehmliche chemische Reaktion exotherm (Decarburierung) und ist von der Bildung von Kohlenmonoxid begleitet, die einen energiereichen Brennstoff liefert, wenn es zu Kohlendioxid verbrannt wird. Aufgrund der in die Länge gehenden Geometrie des Geiger-Reaktors wird eine signifikante Menge an Kohlenmonoxid in den Dampfraum an Stellen freigesetzt, die nicht in der Nähe des Energie-Mangelbereichs liegen, wo Eisencarbid in den Reaktor eingefüllt wird. Damit erreicht der größere Teil der Energie, die durch die Verbrennung von Kohlenmonoxid an Stellen, die von der Beschickung mit Eisencarbid entfernt sind, freigesetzt wird, nicht diesen Bereich, da der Sicht-Faktor der Strahlungshitze-Übertragung zwischen dem Bereich und den verbleibenden Oberflächen des Reaktors niedrig ist. (Der Strahlungshitze-Übertragungs- Sichtfaktor wird im technischen Bereich der Wärmeübertragung zur Charakterisierung der Wirksamkeit der Übertragung von Strahlungswärme zwischen Oberflächen und zwischen Gasen und Oberflächen verwendet.) Aus diesem Grund und aus Sicht einer Verwendung des größeren Teils der Energie des Kohlenmonoxids im energiearmen Bereich der Beschickung mit Eisencarbids ist es in dem von Geiger offenbarten Verfahren nicht möglich, eine thermische Sebstversorgung zu erreichen.
Ein weiteres Problem bei dem Verfahren gemäß dem Geiger-Patent besteht in Bezug auf die Effizienz der Verwendung der aus der Kohlenmonoxid-Verbrennung stammenden Energie, die aus dem Kohlenmonoxid stammt, das direkt innerhalb des Eisencarbid-Beschickungsbereichs des Reaktors erzeugt wird. Da in dem Geiger-Prozeß die gesamte Menge dieses Kohlenmonoxids im Dampfraum des Reaktors verbrannt wird, besteht eine gewisse Neigung dazu, daß die freigesetzte Verbrennungswärme gleich gut sowohl auf die Oberfläche des Bades als auch auf die mit einem Feuerfest-Material ausgekleideten Wände in der Kuppel des Reaktors, die den Dampfraum bildet, übertragen wird. Auf diese Weise werden die mit einem Feuerfest-Material ausgekleideten Wände in der Kuppel des Reaktors sehr heiß, was in der Praxis Maßnahmen zum Kühlen mit Wasser erfordert. Da jedoch die Kuppelwände eine größere Oberfläche aufweisen als die Oberfläche des Bads aus geschmolzenem Metall, muß man mit signifikanten Wärmeverlusten an den Kuppelwänden des Reaktors rechnen. So ist die Energiemenge aus der Verbrennung des direkt erzeugten Kohlenmonoxids, die das Bad erreicht, nur ein Bruchteil der insgesamt erzeugten Energie. Dieser zusätzliche Faktor veranschaulicht weiter den Punkt, daß das in dem Geiger-Patent beschriebene Verfahren weit davon entfernt ist, autogen zu sein.
Sohn et al. liefern in der Druckschrift "Proceedings of the Savard/Lee International Symposium on Bath Smelting, Minerals, Metais & Materials Society, 1992, Seiten 377 bis 412" Informationen bezüglich der Beziehungen zwischen einem kontinuierlichen Frische-Reaktor mit Gaseinblasung vom Boden her unter Minimieren eines Rückmischens.

Zusammenfassung der Erfindung

Die vorliegende Erfindung liefert eine Verbesserung des Verfahrens zur Stahlherstellung aus Eisencarbid in einem Ofen zur Stahlherstellung, wie beispielsweise in dem Verfahren, das in den oben näher beschriebenen Patenten von Stephens gelehrt wird. Im Gegensatz zu den Ein-Stufen-Reaktorgefäßen, wie sie in den Patenten von Stephens, Kalling, Queneau und Geiger offenbart werden, stellt die vorliegende Erfindung ein Zwei-Stufen-Verfahren zur Umwandlung von Eisencarbid in eine Eisen- Kohlenstoff-Legierung bereit, wie es in den Ansprüchen 1 und 21 definiert ist. Das Verfahren gemäß der Erfindung macht Gebrauch von zwei getrennten, jedoch eng verbundenen Reaktoren.
Die vorliegende Erfindung stellt auch eine Vorrichtung zur Herstellung von Stahl aus Eisencarbid bereit, wobei die Vorrichtung durch die technischen Merkmale von Anspruch 15 definiert ist.
In der ersten Stufe einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung werden erhitztes Eisencarbid, das eine gewisse Menge restlichen Eisenoxids enthalten kann, und Schlacke bildende Materialien in ein Schmelze-Bad in den ersten Reaktor eingefüllt. Das geschmolzene und gelöste Eisencarbid schafft eine untere Schicht aus geschmolzenem Metall in dem Schmelze-Bad. Eine separate Schicht aus Schaumschlacke wird oben auf dem geschmolzenen Metall in dem Bad gebildet. Die Schaumschlacke ist gekennzeichnet durch eine relativ dicke Schicht aus gashaltiger Flüssigkeit oder Schaum.
Sauerstoff wird in das Bad aus geschmolzenem Metall eingeblasen, vorzugsweise über einige in der Schmelze eingetauchte Sauerstoff-Blasdüsen im Boden des Reaktors. Im Gegensatz zu dem beschriebenen Gradienten des Kohlenstoffgehalts der entlang der Länge des Einzelreaktors des '568-Patents von Geiger gebildet wird, liefern die eingeblasenen Gase zusammen mit dem Kohlenmonoxid-Gas-Reaktionsprodukt eine hohe Rühr-Energie, und man erhält so ein gut durchmischtes, gradientenfreies Schmelze- Bad in dem Reaktor der ersten Stufe gemäß der vorliegenden Erfindung. Das Zustandekommen einer gut durchmischten Reaktionsmischung wird auch erleichtert durch die Geometrie des Gefäßes (z. B. das Verhältnis Breite/Höhe des Metallbades). Der Rührvorgang, der zum Erzeugen einer Schaumschlacke erforderlich ist, verhindert die Ausbildung eines Kohlenstoff-Gradienten in dem Schmelze-Bad.
In dem ersten Reaktor ist wenigstens ein Sauerstoff-Strom zum Zweck einer Verbrennung von Kohlenmonoxid, das sich in dem Bad aus geschmolzenem Metall gebildet hat und das in die Schaumschlacke hinübergetreten ist und diese erzeugt hat, in die Schaumschlacke gerichtet. Vorzugsweise werden wenigstens 70%, noch mehr bevorzugt wenigstens 90% und am meisten bevorzugt so nahe wie möglich an 100% des in der Schmelze erzeugten Kohlenmonoxids in der Schaumschlacke verbrannt. Durch Verbrennen des Kohlenmonoxids in der Schaumschlacke wird der größere Teil der durch die Reaktion erzeugten Hitze in der Schaumschlacke gehalten und direkt zurück in das Bad aus geschmolzenem Metall geführt. Im Unterschied zu dem Reaktor aus dem '568-Patent von Geiger schließt die Reaktion der ersten Stufe nicht das Einblasen von Sauerstoff in den Dampfraum des Reaktors ein und versucht, das Eintreten von Kohlenmonoxid in den Dampfraum zur dortigen Verbrennung zu verhindern. Jedoch kann in einer alternativen Ausführungsform der Erfindung Sauerstoff von oben auf das Bad aus flüssigem Metall in dem Reaktor der ersten Stufe geblasen werden, um dadurch eine Decarburierung des flüssigen Metalls zu unterstützen.
Die in dem Reaktor der ersten Stufe erzeugte Eisen-Kohlenstoff-Legierung, die einen Kohlenstoffgehalt von beispielsweise etwa 0,5 bis 2% haben kann, wird anschließend als flüssige Beschickung für den Reaktor der zweiten Stufe verwendet. Sauerstoff wird in das Bad aus flüssigem Metall über untergetauchte Blasdüsen im Boden des Reaktors der zweiten Stufe eingeblasen. Die Reaktion in dem Reaktor der zweiten Stufe ist exotherm, und das Reaktionsprodukt des Reaktors der zweiten Stufe, eine Mischung aus Kohlenmonoxid und Kohlendioxid, wird aufgefangen, abgekühlt, behandelt und anschließend in den Reaktor der ersten Stufe zurückgeführt, wo es vorzugsweise in die Schaumschlacke-Schicht eingeblasen wird. Das dort mit eingeblasenem Sauerstoff verbrannte Kohlenmonoxid wird - ähnlich wie das Verbrennen des Kohlenmonoxids, das aus dem Metall-Bad des ersten Reaktors ausgetreten ist - dort verbrannt, so daß eine gute Hitzeübertragung von der Schlacke zu dem Bad aus geschmolzenem Metall stattfindet. (In einer Ausführungsform der Erfindung kann Sauerstoff auch in den Dampfraum des Reaktors der zweiten Stufe geblasen werden und verbrennt dort eine Teilmenge des Kohlenmonoxids, um zusätzliche Wärme zu liefern, die erforderlich sein kann, um eine gewünschte Bad-Temperatur aufrecht zu erhalten.) So ist sichergestellt, daß das aus zwei Reaktoren bestehende System im wesentlichen selbstversorgend bzw. autogen ist. Der Ausstoß des Reaktors der zweiten Stufe ist eine Eisen- Kohlenstoff-Legierung (Stahl) mit einem Kohlenstoffgehalt von beispielsweise etwa 0,01 bis 0,05%.

Kurze Beschreibung der Figuren

Fig. 1 ist eine isometrische Ansicht einer Stahlherstellungs-Anlage in Übereinstimmung mit der Erfindung;
Fig. 2 ist ein Temperatur-Zusammensetzungs-Diagramm für das Eisen-Kohlenstoff- System, das den Bereich von Eisen-Kohlenstoff-Legierungen (im flüssigen Bereich) entsprechend der Temperatur und Zusammensetzung der als Zwischenstufe erhaltenen Eisen-Kohlenstoff-Legierungen gemäß der Erfindung zeigt;
Fig. 3 ist ein Geschwindigkeitsprofil in einem Abschnitt des Reaktors der zweiten Stufe, das hohe Metallbad-Geschwindigkeiten im Bereich der unter die Oberfläche reichenden Blasdüsen zeigt;
Fig. 4 ist eine Aufsicht auf den Reaktor der ersten Stufe in Übereinstimmung mit der Erfindung;
Fig. 5 ist eine Seitenaufriß-Ansicht des Reaktors der ersten Stufe entlang der Linie AA von Fig. 4;
Fig. 6 ist eine Endaufriß-Ansicht des Reaktors der ersten Stufe entlang der Linie BB von Fig. 4;
Fig. 7A ist eine Querschnittsansicht (im Aufriß) des Reaktors der zweiten Stufe gemäß der Erfindung;
Fig. 7B ist eine Querschnittsaufsicht auf den Reaktor der zweiten Stufe; und
Fig. 8 ist eine Grafik, die die Verweilzeit des Metall im Reaktor der zweiten Stufe in Abhängigkeit von der Zahl der Sauerstoff-Blasdüsen in dem Reaktor betrifft.

Beschreibung der bevorzugten Ausführungsformen

In Fig. 1 gibt die Bezugsziffer 1 allgemein einen ersten, mit einem Feuerfest- Material ausgekleideten länglichen Reaktor an, der ein Beschickungsende 2 und ein Ausgangsende 3 aufweist. Eine Eisencarbid-Beschickung, die beispielsweise eine Zusammensetzung von 91% Fe&sub3;C, 5% Fe&sub3;O&sub4;, 3% SiO&sub2; und 1% Fe aufweist, wird über den Weg 4 von einer Vorheiz-Einrichtung 6 zugeführt, wo sie auf eine Vorheiz- Temperatur von beispielsweise 550ºC aufgeheizt wird. Diese wird über einen Strom 5 aus Stickstoff oder CO&sub2; direkt in eine Metallschmelze 9 geführt, die in dem ersten Reaktor enthalten ist, wo ein Schmelzen und Lösen des Eisencarbids signifikant zu einer gut durchmischten Reaktion in dem Reaktor beiträgt. Schlacke bildende Materialien wie beispielsweise Kalk werden über geeignete Anlagenteile zugeleitet, wie dies bei der Bezugsziffer 7 gezeigt ist, und gegebenenfalls wird Stahlschrott bei der Bezugsziffer 8 zugeführt. Das Bad 9 aus geschmolzenem Metall wird in dem Reaktor 1 gehalten, wobei oben auf der Oberfläche eine Schaumschlacke-Schicht 11 aufliegt. Ein Brenner 12 ist nahe dem Beschickungsende des Reaktors 1 montiert und wird über die Leitung 13 mit Sauerstoff und über die Leitung 14 mit einem Brennstoff wie beispielsweise einem Kohlenwasserstoff-Brennstoff, z. B. Naturgas, beschickt. Der Brenner 12 kann zur Zufuhr einer gesonderten Hitzemenge verwendet werden, wenn dies erforderlich ist, und kann zum Erhitzen oder Schmelzen von Schrott oder zum Erhitzen des Reaktors 1 beim Anfahren verwendet werden (oder flüssiges Metall kann von einer außerhalb des Reaktors liegenden Quelle, wie beispielsweise einer Gießpfanne oder einem Elektro-Lichtbogenofen für Anfahr-Zwecke zugeführt werden). Sauerstoff zur Decarburierung wird über einen Verteilerkopf 16 einer Mehrzahl von Blasdüsen 17 zugeleitet, die mit einem endotherm zersetzbaren Gas wie beispielsweise einem Kohlenwasserstoffgas (z. B. Methan oder mit einem anderen Kühlgas wie beispielsweise Kohlendioxid, Argon, Stickstoff oder Dampf) gegen Hitze abgeschirmt werden. Die Sauerstoff-Blasdüsen zum Decarborieren können entweder unterhalb oder oberhalb der Metallbad-Oberfläche installiert werden; möglich ist auch eine Kombination von beiden. Der gesamte Sauerstoff zum Decarburieren (oder eine Teilmenge davon) können einer oder mehreren Lanzen (nicht gezeigt) oberhalb des Bades zugeleitet werden, was einen mit hoher Geschwindigkeit schwimmenden Gasstrom schafft, der auf das Metallbad auftrifft. Sauerstoff für die Nachverbrennung wird über eine oder mehrere Leitungen 18 den Sauerstofflanzen in den Reaktorwänden zugeführt, wonach ausgestoßenes Kohlenmonoxid oberhalb des geschmolzenen Eisen-Kohlenstoff-Bades in der Schaumschlacke zu Kohlendioxid verbrannt wird. Die für die Nachverbrennung vorgesehenen Lanzen können einen unterschiedlichen Aufbau haben, z. B. Lanzen, die durch die Wand hindurch reichen, wie dies gezeigt ist, oder es können bewegliche Lanzen durch die Öffnung des Reaktorgefäßes eingeführt werden. Ein Brenner 19 ist an einer Stirnwand des Reaktors 1 vorgesehen und wird über die Leitung 21 mit Sauerstoff und über die Leitung 22 mit Kohlenmonoxid (mit einer geringen Prozentmenge Kohlendioxid) beschickt. Wenn dies nötig ist, kann zusätzliches Brennstoff-Gas dem Brenner 19 über die Leitung 20 zugeleitet werden. Abgas, das in erster Linie aus CO&sub2; besteht, jedoch auch geringe Mengen Wasserdampf und CO enthält (abhängig vom Grad der Nachverbrennung) wird durch den Abzug 23 bei einer Temperatur von beispielsweise etwa 1700ºC abgezogen. Ein Überschuß an CO, der nicht in der Schaumschlacke verbrannt wird, wird außen zu 0% CO verbrannt. Das Abgas wird gekühlt, beispielsweise auf eine Temperatur von etwa 1100ºC. Dies geschieht in einem zur Nachverbrennungskammer gehörenden Wärmetauscher 24, in dem Kühlwasser über die Leitung 10 eingeleitet und über die Leitung 15 abgezogen wird. Das partiell abgekühlte Gas tritt durch die Leitung 26 in den Vorwärmer 6 und von dort über die Leitung 27 in eine Filtrierstation 28. Gereinigtes, CO&sub2; reiches Abgas strömt dann von der Filtrierstation über die Leitung 29 zu einem Ventilator 31 und einen Schacht 32 (oder es kann für eine weitere Verwendung oder zum Verkauf aufgefangen werden). Feststoffe aus der Filtrierstation werden über die Leitung 33 zurück in die Beschickungsleitung für Eisencarbid geführt und werden dem ersten Reaktor wieder zugeführt.
Schlacke wird entfernt, beispielsweise kontinuierlich über eine Schlackenöffnung 34, die - wie gezeigt - an dem Metall-Austrittsende des ersten Reaktors angebracht sein kann.
Das entschlackte Eisen-Kohlenstoff-Produkt des ersten Reaktors wird einem Beschickungsende eines zweiten, mit einem Feuerfest-Material ausgekleideten länglichen Reaktors zugeleitet, der allgemein mit der Bezugsziffer 36 bezeichnet ist. Alternativ dazu kann eine Eisen-Kohlenstoff-Legierung mit einem mittleren Kohlenstoffgehalt aus dem Reaktor der ersten Stufe abgezogen werden, beispielsweise bei 45, und in einem geeigneten Gefäß (nicht gezeigt) aufgefangen werden.
Wenn das Eisen-Kohlenstoff-Produkt des ersten Reaktors dem zweiten Reaktor zugeleitet wird, wird Sauerstoff aus einem Verteilerkopf 37 einer Mehrzahl von mit Gas abgeschirmten, untergetauchten Blasdüsen 38 zugeleitet, und das Abgas, das überwiegend CO umfaßt, beispielsweise 80% oder mehr CO, wird bei einer Temperatur von beispielsweise etwa 1630ºC aufgefangen und über die Leitung 39 einem indirekten Wärmetauscher 41 zugeleitet, in dem Kühlwasser über eine Leitung 25 eingeführt und aus dem Kühlwasser über eine Leitung 30 abgezogen wird. Sauerstoff, der vorzuheizen ist, wird dem Wärmetauscher 41 über die Leitung 35 zugeleitet, von wo er durch die Leitung 21 dem Brenner 19 in dem ersten Reaktor 1 zuströmt. Kohlenmonoxid, das auf eine Temperatur von etwa 300ºC abgekühlt wurde und sich bei einem Druck von etwa 20 psig befindet, strömt über die Leitung 22 zum Brenner 19. Rauchgas, das aus dem zweiten Reaktor 36 ausgestoßen wird, umfaßt überwiegend feine Eisentröpfchen, die mit dem Gas zum ersten Reaktor strömen. Teilchen größerer Ausmaße können - sofern sie vorhanden sind - entfernt werden, beispielsweise unter Verwendung eines Heißzyklons (nicht gezeigt). Wenn es erforderlich ist, die Bad-Temperatur in dem Reaktor 36 bei einem bestimmten Wert zu halten, kann auch Sauerstoff über Lanzen (nicht gezeigt) eingeleitet werden, um eine Teilmenge des Kohlenmonoxids zu verbrennen und dadurch dem Bad Hitze zuzuführen. Das fertige Stahlprodukt tritt aus dem Reaktor 36 bei 42 aus, z. B. bei einer Temperatur von etwa 1670ºC, und wird in einer Gießpfanne 43 aufgefangen.
Es werden Maßnahmen vorgesehen, um das Innere des Reaktors der zweiten Stufe vor dem Betrieb mit Sauerstoff-/Brennstoff-Brennern vorzuheizen, beispielsweise bei der Bezugsziffer 40, und - sofern erforderlich - Verbrennungsgase in die Atmosphäre abzulassen.
Im Rahmen der vorliegenden Erfindung wurde das Verfahren zum Umwandeln von festem Eisencarbid in flüssigen Stahl unter dem Gesichtspunkt einer stufenweisen Wärmebilanz analysiert, und es wurde gefunden, daß das Verfahren in zwei voneinander verschiedene Stufen aufgeteilt werden muß, die zwei getrennte, jedoch eng miteinander verbundene Reaktoren einschließen, wie dies in Fig. 1 gezeigt ist und oben beschrieben wurde.
In dem Reaktor der ersten Stufe wird das - vorzugsweise vorgeheizte - Eisencarbid- Material in ein flüssiges Eisen-Kohlenstoff-Bad eingeleitet, zusammen mit Sauerstoff und einer ausreichenden Menge Flußmittel, die zur Bildung einer Schaumschlacke benötigt wird. Dies geschieht zusammen mit den Gang-Materialien, in erster Linie Siliciumoxid mit einer kleinen Menge Aluminiumoxid, die mit dem Eisencarbid eintreten. Das Eisencarbid-Material wird vorzugsweise kontinuierlich zugeleitet, obwohl es auch in periodischen Abständen so zugeleitet werden kann, daß der Spiegel des Bads aus geschmolzenem Metall innerhalb des ersten Reaktors im Einklang damit steigt und fällt. Das Carbid-Material hat typischerweise eine Analyse innerhalb der in Tabelle 1 angegebenen Bereiche und ist fein verteilt, wobei die Teilchengröße typischerweise im Bereich von 0,01 bis 2 mm liegt.

Tabelle 1

Zusammensetzung des Eisencarbid-Materials

Komponente Gewichts-Prozent an Material

Fe&sub3;C 80 bis 94
Fe&sub3;O&sub4; 4 bis 15
Fe (metallisch) 0 bis 2,0
SiO&sub2; 1 bis 6
Al&sub2;O&sub3; 0,1 bis 2,0
Die gleichzeitige Zuleitung von Sauerstoff ermöglicht die Oxidation des Kohlenstoffs aus dem Eisencarbid zu Kohlenmonoxid in dem Bad aus geschmolzenem Metall, wobei Hitze geliefert wird. Der Kohlenstoffgehalt des Bads wird dadurch in einem stationären Zustand gehalten, daß man den Zutritt von Eisencarbid und den Zustrom von Sauerstoff stöchiometrisch aufeinander abstimmt.
Der Ausstoß aus dem ersten Reaktor ist ein - vorzugsweise kontinuierlicher - Strom aus einer flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Legierung mit einer Zusammensetzung, die zwischen 0,5 und 2 Gew.-% Kohlenstoff umfaßt, insbesondere etwa 1 bis 2 Gew.-% Kohlenstoff, und einer Temperatur, die typischerweise bei 1490ºC liegt, jedoch immer oberhalb der Liquidus-Linie des Eisen-Kohlenstoff-Phasendiagramms, wie es im Bereich A von Fig. 2 gezeigt ist. Dieser Strom ist die Beschickung für den Reaktor der zweiten Stufe.
In dem Reaktor der zweiten Stufe wird der Kohlenstoffgehalt des flüssigen Metalls auf einen gewünschten Kohlenstoff-Wert im herzustellenden Stahlprodukt gesenkt, beispielsweise auf einen Wert im Bereich von 0,01% bis 0,5% Kohlenstoff. Dies wird erreicht durch Einblasen von Sauerstoff in das (und vorzugsweise unter die Oberfläche des) Metall(s) und das exotherme Erzeugen einer CO-CO&sub2;-Gasmischung. Dadurch kann Stahl bei einer Temperatur von etwa 1670ºC abgestochen werden. Ein in Längsrichtung oder längs der Reaktorachse erfolgendes Rückmischen des Metallbads in dem Reaktor der zweiten Stufe wurde minimiert, und ein Kohlenstoff-Gradient in der Reaktion der zweiten Stufe wurde mit einigen Hilfsmitteln vorgesehen. Zum Ersten wird die Länge des Gefäßes viel größer gemacht als die beiden anderen Dimensionen, wodurch eine Pfropfen-Strömung induziert wird. Zum Zweiten wird für die Entfernung von Kohlenstoff aus der Metallschmelze erforderlicher Sauerstoff prinzipiell durch Blasdüsen am Boden zugeleitet, die voneinander entfernt angeordnet sind, z. B. gleichmäßig über die Länge des Reaktors verteilt. Das eingeblasene Gas induziert in der Schmelze oberhalb des Gases eine Vertikalströmung, die ebenfalls als eine Barriere für ein Rückmischen in Längsrichtung dient. Zum Dritten wurden Beziehungen zwischen der Badtiefe, der Badbreite und dem Abstand zwischen den Blasdüsen eingestellt, so daß eine Rückmisch-Strömung weiter minimiert wird. Zum Vierten muß der Durchsatz des Reaktors der zweiten Stufe hoch genug sein, so daß das Metallbad eine ausreichende Vorwärtsströmungs-Energie in Richtung auf den Ofenausgang aufweist, um jegliche Tendenz der Strömung zu verringern, sich umzukehren und sich nach rückwärts zu bewegen. Der Prozeß der zweiten Reaktionsstufe wurde für einen Durchsatz von etwa 50 bis 150 oder 200 Tonnen flüssigen Stahls pro Stunde angelegt. Bei einem geringeren Tonnendurchsatz muß mit Betriebsproblemen gerechnet werden, die mit einem Rückmischen, höheren Hitzeverlusten usw. zusammenhängen.
Ein weiteres potentielles Problem im Reaktor der zweiten Stufe besteht in dem Phänomen des Gas-Durchblasens, wobei die Tiefe der Schmelze nicht ausreichend dafür ist, um zu verhindern, daß ein Teil des eingeblasenen Gases ohne zu reagieren durch die Schmelze hindurch in die Gasatmosphäre oberhalb des Metallbades läuft. Im Rahmen der Erfindung wird eine ausreichende Tiefe der Schmelze vorgesehen, um dieses Problem zu überwinden.
Das CO aus dem Reaktor der zweiten Stufe verläßt das Gefäß mit derselben Temperatur wie der Stahl, zum Beispiel etwa 1670ºC, und wird gesammelt und gereinigt, bevor es als Brennstoff in den Reaktor der ersten Stufe zusammen mit Sauerstoff ein geleitet und in der Schaumschlacke des Reaktorgefäßes der ersten Stufe zu CO&sub2; verbrannt wird. Die überwiegende Menge des reduzierenden CO, das in dem Reaktor der zweiten Stufe erzeugt wird, wird stromaufwärts in dem Ofen erzeugt. Dementsprechend ist die Abzugsöffnung vorzugsweise in der Nähe des Metall-Austrittsendes des Reaktors angeordnet, so daß über dem gesamten Bad eine reduzierende Atmosphäre vorgesehen ist. Die Verbrennung dieses CO aus Stufe 2 in dem Stufe-1-Reaktor und die durch die vorliegende Erfindung vorgesehene Regelung, diese Verbrennung innerhalb der Schaumschlacke durchzuführen, macht die Energiebilanz der ersten Stufe (und diejenige des Zwei-Reaktor-Systems) im wesentlichen autogen, so daß kein zusätzlicher Brennstoff benötigt wird, beispielsweise wenn das Carbidmaterial vor seiner Zuleitung auf 550ºC erhitzt wird, was unter Verwendung der "empfindlichen Hitze" im Abgas aus Stufe 1 erfolgen kann. Wenn das Carbid nicht im hohen Maß konvertiert wird und beispielsweise 15% Magnetit als Inhaltsstoff aufweist, macht dies die Reaktion in Stufe 1 nicht vollständig autogen. In einem solchen Fall (oder in dem Fall, in dem eine Minderportion an kalten Stahlschrott dem Reaktor der ersten Stufe zugeleitet wird) kann eine zusätzliche Energiezufuhr erforderlich sein, z. B. in Form von Naturgas, Öl oder Kohle, die in dem Gefäß verbrannt wird, um diese Energieknappheit Wett zu machen. Diese Mengen an erforderlicher zusätzlicher Energie sind nicht groß genug, um zu signifikanten Änderungen des Designs des Reaktors der ersten Stufe zu führen.
Beispiele von nach Stufen geordneten Hitzebilanzen sind in den Tabellen 2, 3, 4 und 5 für unterschiedliche Sätze von Bedingungen bzw. Parametern bei einem Nachverbrennungsgrad von 0,7 in der Schlacke von Stufe 1 angegeben. Der Nachverbrennungsgrad bezieht sich auf den Bruchteil des gesamten gebildeten oder dem Gefäß der Stufe 1 zugeführten CO, das in der Schlacke in CO&sub2; überführt wird. Den Tabellen 6 bis 9 liegen im wesentlichen dieselben Bedingungen wie in den Tabellen 2 bis 5 zugrunde, jedoch bei einem Nachverbrennungsgrad von 0,9 in der Schlacke von Stufe 1.

Tabelle 2

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 5
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 0,0
Nachverbrennungsgrad(1) 0,7
Tonnen Stahl/h 50
%C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630,00
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 550

Lösung Stufe 2

Gewicht Stahl (kg/h) 50000
Gewicht (int. Fe-C) (kg/h) 51248,53
Volumenstrom Fe-C (m³/h) 7,11
Gewicht Staub Fe (2) (kg/h) 504,80
Gewicht CO (2) (kg/h) 1388,29
Gewicht CO&sub2; (2) (kg/h) 545,40
Volumen CO (2) (nm³/h) 1110,63
Volumen CO&sub2; (2) (nm³/h) 277,66
Volumen CO (2) bei T (m³/h) 7741,89
Volumen CO&sub2; (2) bei T (m³/h) 1935,47
Gesamt-Volumen int. Gas (m³/h) 9677,36
Gewicht O&sub2; (2) (kg/h) 1189,96

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3426,03
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 0,00
Gewicht Carbid (kg/h) 57100,09
Gewicht Schlacke (kg/h) 5525,86
Gewicht CO (1) (kg/h) 2351,73
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 9168,39
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1113,75
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 3165,94
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 3186,11
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 1515,01
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 378,75
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 852,19
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 1041,57

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -3172942
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 3172942

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 126,80
Gesamt Staub (kg/Tonne) 22,25
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 110,52
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 68,52
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 10,61
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1142,00
Gesamt Schroff (kg/Tonne) 0,00
(1) Grad der Nachverbrennung ist das Verhältnis von CO&sub2; zu (CO+CO&sub2;) oder das Verhältnis von (CO&sub2;+H&sub2;O) zu (CO+CO&sub2;+H&sub2;+H&sub2;O)

Tabelle 3

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 10
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 0,0
Nachverbrennungsgrad in der Schlacke 0,7
Tonnen Stahl/h 50
% C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630,0
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 550

Lösung Stufe 2

Gewicht Stahl (kg/h) 50000,00
Gewicht (int. Fe-C) (kg/h) 51248,53
Volumenstrom Fe-C (m³/h) 7,11
Gewicht Staub Fe (2) (kg/h) 504,80
Gewicht CO (2) (kg/h) 1388,29
Gewicht CO&sub2; (2) (kg/h) 545,40
Volumen CO (2) (nm³/h) 1110,63
Volumen CO&sub2; (2) (nm³/h) 277,66
Volumen CO (2) bei T (m³/h) 7741,89
Volumen CO&sub2; (2) bei T (m³/h) 1935,47
Gesamt-Volumen int. Gas (m³/h) 9677,36
Gewicht O&sub2; (2) (kg/h) 1189,96

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3451,54
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 0,00
Gewicht Carbid (kg/h) 57525,25
Gewicht Schlacke (kg/h) 5567,01
Gewicht CO (1) (kg/h) 2233,23
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 8733,92
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1113,77
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 2360,73
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 3028,12
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 3543,50
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 885,88
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 1993,22
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 2436,16

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -7421287
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 7421287

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/ Tonne) 141,71
Gesamt Staub (kg/Tonne) 20,25
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 111,34
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 69,03
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 24,80
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1150,51
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 0,00

Tabelle 4

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 10
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 0,0
Nachverbrennungsgrad 0,7
Tonnen Stahl/h 50
%C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630,00
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 25

Lösung Stufe 2

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3451,54
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 0,00
Gewicht Carbid (kg/h) 57525,25
Gewicht Schlacke (kg/h) 5567,01
Gewicht CO (1) (kg/h) 2233,23
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 8733,92
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1113,77
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 2360,73
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 3028,12
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 5892,30
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 1473,08
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 3314,42
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 4050,96

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -12340464
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 12340464

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 174,60
Gesamt Staub (kg/Tonne) 22,25
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 111,34
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 69,03
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 41,25
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1150,51
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 0,00

Tabelle 5

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 5
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 10,0
Nachverbrennungsgrad 0,7
Tonnen Stahl/h 50
% C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630,00
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 550

Lösung Stufe 2

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3080,37
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 5133,00
Gewicht Carbid (kg/h) 51338,95
Gewicht Schlacke (kg/h) 4968,33
Gewicht CO (1) (kg/h) 2104,62
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 8262,34
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1001,37
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 2742,65
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 2856,64
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 2336,66
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 584,16
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 1314,37
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h), aus 1606,45

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -4893745
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 4893745

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 127,76
Gesamt Staub (kg/Tonne) 18,21
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 99,37
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 61,61
Gesamt CH&sub4; (mn³/Tonne) 16,36
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1026,78
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 102,66

Tabelle 6

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 5
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 0,0
Nachverbrennungsgrad 0,9
Tonnen Stahl/h 50
%C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 550

Lösung Stufe 2

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3426,03
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 0,00
Gewicht Carbid (kg/h) 57100,09
Gewicht Schlacke (kg/h) 5525,86
Gewicht CO (1) (kg/h) 783,91
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 11632,11
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1113,75
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 3165,94
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 4082,01
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 0,00
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 0,00
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 0,00
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 0,00

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h 113345
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 0

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 118,13
Gesamt Staub (kg/ Tonne) 20,25
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 110,52
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 68,52
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 0,00
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1142,00
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 0,00

Tabelle 7

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 10
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 0
Nachverbrennungsgrad 0,9
Tonnen Stahl/h 50
% C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 550

Lösung Stufe 2

Gewicht Stahl (kg/h) 50000
Gewicht (int. Fe-C) (kg/h) 51248,53
Volumenstrom Fe-C (m³/h) 7,11
Gewicht Staub Fe (2) (kg/h) 504, 80
Gewicht CO (2) (kg/h) 1388,29
Gewicht CO&sub2; (2) (kg/h) 545,40
Volumen CO (2) (nm³/h) 1110,63
Volumen CO&sub2; (2) (nm³/h) 277,66
Volumen CO (2) bei T (m³/h) 7741,89
Volumen CO&sub2; (2) bei T (m³/h) 1935,47
Gesamt-Volumen int. Gas (m³/h) 9677,36
Gewicht O&sub2; (2) (kg/h) 1189,96

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3451,54
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 0,00
Gewicht Carbid (kg/h) 57525,25
Gewicht Schlacke (kg/h) 5567,01
Gewicht CO (1) (kg/h) 744,41
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 11073,49
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1113,77
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 2360,73
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 3878,88
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 2053,44
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 513,36
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 1155,06
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 1411,74

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -4300583
Energie aus zusätzlichem Brennstoff 4300583 (kcal/h)

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 132,76
Gesamt Staub (kg/Tonne) 20,25
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 111,34
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 69,03
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 14,37
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1150,51
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 0,00

Tabelle 8

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 10
% C im Fe-C (int.) 1,5
%Schrott 0
Nachverbrennungsgrad 0,9
Tonnen Stahl/h 50
% C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 25

Lösung Stufe 2

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3451,54
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 0,00
Gewicht Carbid (kg/h) 57525,25
Gewicht Schlacke (kg/h) 5567,01
Gewicht CO (1) (kg/h) 744,41
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 11073,49
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1113,77
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 2360,73
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 3878,88
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 4402,24
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 1100,56
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 2476,26
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 3026,54

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -9219759
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 9219759

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 165,65
Gesamt Staub (kg/Tonne) 20,25
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 111,34
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 69,03
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 30,82
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1150,51
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 0,00

Tabelle 9

A B

Lösung Bedingungen

% Fe&sub3;O&sub4; im Carbid 10
% C im Fe-C (int.) 1,5
% Schrott 10,0
Nachverbrennungsgrad 0,9
Tonnen Stahl/h 50
% C im Stahl 0,05
Temperatur beim Abstechen (ºC) 1630
Temperatur des Schrotts (ºC) 25
Temperatur des Carbids (ºC) 500

Lösung Stufe 2

Stufe 1

Gewicht CaO (1) (kg/h) 3100,93
Gewicht Schrott (1) (kg/h) 5168,00
Gewicht Carbid (kg/h) 51681,64
Gewicht Schlacke (kg/h) 5001,49
Gewicht CO (1) (kg/h) 665,49
Gewicht CO&sub2; (1) (kg/h) 9957,37
Gewicht Staub (Fe) (kg/h) 1000,63
Gewicht O&sub2; (1) zum Decarburieren (kg/h) 2016,36
Gewicht O&sub2; (1) (PC) (kg/h) 3473,01
Gewicht O&sub2; zur Verbrennung von zusätzlichem Brennstoff (kg/h) 2832,59
Gewicht CH&sub4; (kg/h) 708,15
Gewicht H&sub2;O (kg/h), aus 1593,33
Gewicht CO&sub2; (aus zusätzlichem Brennstoff) (kg/h) 1947,41

Überschuß Energie Stufe 2

kcal/h 909

Überschuß Energie Stufe 1

kcal/h -5932397
Energie aus zusätzlichem Brennstoff (kcal/h) 5932397

Gesamt

Gesamt O&sub2; (nm³/Tonne) 133,17
Gesamt Staub (kg/Tonne) 18,19
Gesamt Schlacke (kg/Tonne) 100,03
Gesamt Flußmittel (kg/Tonne) 62,02
Gesamt CH&sub4; (nm³/Tonne) 19,83
Gesamt Carbid (kg/Tonne) 1033,63
Gesamt Schrott (kg/Tonne) 103,36
Die in den Berechnungen der Tabellen 1 bis 9 verwendeten Hitzeverluste basieren auf Erfahrungen mit Gefäßen ähnlicher Größe mit Auskleidungen aus Feuerfest-Material.
Ein Vorheizen des Carbidmaterials erfolgt unter Verwendung der vollständig verbrannten Abgase aus dem Reaktor der ersten Stufe in einem indirekt beheizten Wärmetauscher 6, beispielsweise in einem solchen, der parallel angeordnete Kammern aufweist, die abwechselnd Heizgas und Carbid im Gegenstrom führen. Das in der Masse vorliegende Carbid wird in der Weise vorgeheizt, daß man es vertikal durch die Kammern fließen läßt, wobei die heißen Gase durch die benachbarten Kammern strömen. Die Wärmeleitfähigkeit des in der Masse vorliegenden Carbidmaterials ist derart, daß 2000 kg davon pro Minute in einem derartigen Wärmetauscher mit geeigneten Dimensionen von 1,5 · 2 · 5 Meter vorgeheizt werden können.
Das hauptsächliche Problem der Stufe 1 bei der Verwendung der Verbrennungswärme des CO, das sowohl in der Stufe 1 als auch in der Stufe 2 erzeugt wurde, besteht in der Energieübertragungsrate von der Gasphase in das Metallbad. Aus den Ergebnissen des Sauerstoff-Aufblaskonverters (BOF) (ein aufrecht stehender, kippbarer, allgemein zylinderförmiger Konverter) ist klar, daß nur etwa 11% der potentiellen chemischen Energie aus der vollständigen Verbrennung von CO zu CO&sub2; typischerweise in dem Metallbad in solchen Öfen wiedergefunden wird, und zwar aufgrund des aufwärts gerichteten Stroms der Abgase, des Hitzschild-Effekts der wassergekühlten Haube und des innigen Kontakts der Gase mit der Metall-Schlacke-Emulsion, die - über den weitesten Teil des Verfahrens - einen hohen Kohlenstoffgehalt aufweist (größer als 0,2% C), weswegen es der Blaszyklus nicht zuläßt, daß auch nur die geringste Menge CO&sub2; in der Nähe der Metall-Schlacke-Emulsion "überlebt". Dies führt dazu, daß ein Sauerstoff-Aufblaskonverter (BOF) ein schwierig zu handhabender, wenn nicht unmöglich zu handhabender Ofen in der Beziehung ist, ein autogenes Verfahren für eine in weitem Umfang aus Eisencarbid bestehende Beschickung durchzuführen. In dem elektrischen Lichtbogenofen kann eine Nachverbrennung des aus dem Metallbad entweichenden CO stattfinden; da jedoch die Querschnittsfläche des Bades sehr groß ist, ist es schwierig, mit dem zur Verbrennung des in dem Bad erzeugten CO erforderlichen Sauerstoff bis zum Zentrum oder zu den gegenüberliegenden Seiten des Ofens durchzudringen, und eine Gesamtnutzung der potentiellen chemischen Energie aus der Oxidation von CO zu CO&sub2; ist schwierig. Die große Badfläche macht es schwierig, eine tiefe Schaumschlacken-Schicht entstehen zu lassen, in der eine Nachverbrennung durchgeführt werden kann. Auch sind die Wände und der Deckel des Elektroofens wassergekühlt; diese Tatsache führt zu einer schnellen Absorption von Energie aus dem Ofen heraus. So sind weder der Sauerstoff-Aufblaskonverter (BOF) noch der Elektroofen optimal in Bezug auf die Effizienz der Wärmeübertragung.
Daß in anderen Arten von Öfen höhere Effizienzen der Hitzeübertragung erreichbar sind, wird beispielhaft durch die Daten angegeben, die aus Eisenerz-Verhüttungs- Reduktionsprozessen erhalten wurden, wie beispielsweise DIOS und HIsmelt. Diese Verhüttungsprozesse schließen das Erfordernis einer Erzeugung von Energie aus der Nachverbrennung von CO, das bei der Erzreduktion und der Kohlevergasung in der Verhüttungsanlage entweicht, und die Übertragung der Verbrennungswärme auf das Metallbad und die Schlacke unter Zuführung der Energie ein, die für eine Erhitzung des Beschickungsmaterials und die endotherme Reaktion der Reduktion von Eisenerz zu metallischem Eisen erforderlich ist. Diese haben ein Maß des Hitzeübertragungsvermögens in einem Schlacken-Metallbad-System geliefert. Es wurde ein Wärmestrom von 2 Gcal/h/m² (2 · 10&sup9; cal/h/m²) oder höher in dem DIOS-System erhalten, berech net aus Daten, über die in einem Artikel von T. Ibaraki et al., "Iron & Steelmakers", Band 17, Nummer 12, Dezember 1990, berichtet wurde.
Die Übertragung der Verbrennungsenergie aus der Gasphase in dem Freibereich oberhalb der Schlacke und des Metalls kann auch bewirkt werden, ist jedoch nicht so intensiv wie die Übertragung von der Schlacke auf das Metall. Tabelle 10 zeigt einen Vergleich der Energieströme, die für eine Übertragung aus der Gasphase erwartet werden können, verglichen mit derjenigen zwischen Schlacke und Metall.

Tabelle 10

Hitzeübertragungs-Erfordernisse

Energieabgabe kcal/h
im Bad erforderliche Energie 9943494
in der Schlacke verfügbare Energie
- ohne Zusatzenergie -8634903
- mit Zusatzenergie -9675074
aus Gas zuzuführende Energie
- ohne Zusatzenergie 1308591
- mit Zusatzenergie 268420
erreichbare Hitzeströmung (kcal/h/m²)
- von der Schlacke in das Bad (Daten aus einem Verhüttungsprozeß) 2000000
- von Gas in die Schlacke (berechnet) 150154
Für eine Hitzeübertragung erforderliche Fläche (m²)
- von der Schlacke in das Bad 4,97
- von Gas auf die Schlacke ohne Zusatzenergie 8,71
Aus Tabelle 10 ist ersichtlich, daß die Hitzeströmung vom Gas in die Schlacke viel geringer ist als von der Schlacke in das Bad. Sich auf eine Hitzeströmung von der Gasphase auf die Schlacke zu verlassen, würde ein sehr großes Gefäß erfordern, und daher ist es bei dem Ziel, ein vernünftig dimensioniertes Gefäß zu haben, nötig, die Energiefreisetzung der Nachverbrennungsreaktion direkt in die Schlacke-Phase zu maximieren.
Wie oben angemerkt, besteht keine Notwendigkeit, in dem Metallbad im Reaktor der ersten Stufe irgendeinen chemischen Konzentrationsgradienten aufrecht zu erhalten. Aufgrund der großen Menge an entweichendem CO-Gas in dem Bad und aufgrund des Schmelzens und Lösens des Eisencarbids ist die Intensität der Rührenergie sehr groß, und das Bad ist zu allen Zeiten gut durchmischt.
Tabelle 11 gibt typische Werte der Intensität der Mischenergie an, wie sie für den Reaktor der Stufe 1 berechnet wurden.

Tabelle 11

Typische Intensität der Mischenergie für den Reaktor der Stufe 1

CO-Abgabe aus der Fe&sub3;O&sub4;-Reduktion (Nm³/min) 18,41
CO-Abgabe aus eingeblasenem O&sub2; (Nm³/min) 89,63
Gesamt-CO-Abgabe (Nm³/min) 108,4
Mischenergie (W/Tonne) 35542
Mischzeit (s), basierend auf Angaben von Nakanishi et al. (1) 12
Mischzeit (s), basierend auf Angaben von Kato et al. (2) 22
CO-Blasrate (Nm³/Tonne-min) 3,9
(1) Ironmaking & Steelmaking, Band 3 (1975), Seite 193
(2) Kato, Y., Nakanishi, K., Salto, K., Nozaki, T., Suziki, K. und Emi, T., Tetsu-to-Hagane, 66, (1980), 11, S881
Der Reaktor der Stufe 1 wird vorzugsweise in kontinuierlicher Weise betrieben, und zwar bei kontinuierlicher Beschickung mit Eisencarbid, Sauerstoff und Brennstoff und kontinuierlichem Abstechen von Metall und Schlacke. (Der Reaktor kann jedoch auch in halb-diskontinuierlicher Weise betrieben werden, bei einer Minimalmenge anfänglicher flüssiger Beschickung, der dann das Eisencarbid-Material kontinuierlich zugesetzt wird und wobei die Menge an Metall in dem Gefäß stetig erhöht wird, bis es diskontinuierlich abgestochen wird. Eine derartige Betriebsweise erfordert ein im gewissen Umfang tieferes Gefäß.)
Man kann sich den Reaktor der Stufe 1 auch so vorstellen, daß er drei Unterzonen aufweist: Gasphase, Schlackephase und Metallbad. Im eingeschwungenen Zustand hat jede Zone ein Energie-Gleichgewicht, dem Rechnung getragen werden muß. Im Fall des Metallbades wird festes Eisencarbid direkt in das Bad eingespeist, und Sauerstoff wird über eingetauchte Blasdüsen eingeblasen. Obwohl der Kohlenstoff aus dem Eisencarbid durch den Sauerstoff kontinuierlich zu CO oxidiert wird und dabei Hitze innerhalb der Metallphase freigesetzt wird, wird immer noch nicht genügend Hitze freigesetzt, daß es für die "empfindliche Hitze" und die Lösungshitze zum Schmelzen und Lösen des Carbids ausreicht. So muß Hitze aus der Schlackephase in die Metallphase übertragen werden. Diese Hitze muß aus der Verbrennung von CO in CO&sub2; in der Schlackephase durch die Nachverbrennungslanzen und -Brenner kommen. Die Brenner verbrennen vorzugsweise CO, das aus dem Frische-Gefäß der Stufe 2 gewonnen wurde oder können einen anderen Brennstoff wie beispielsweise Naturgas verbrennen. Die Schlacke hat vorzugsweise eine Zusammensetzung, die leicht schäumt und die es möglich macht, daß eine Verbrennung innerhalb des Schlackenschaums stattfindet, wodurch die Verbrennungswärme in der Schlackephase gehalten wird, von wo aus sie leicht in die Metallphase übertragen werden kann. Sauerstoff im Dampfraum des Reaktors der ersten Stufe ist nur beschränkt verfügbar, und die geringste Menge an unverbranntem CO in der Schaumschlacke wird normalerweise außerhalb des Reaktors verbrannt, z. B. in einer Nachverbrennungskammer/einem Wärmetauscher 24, wie dies oben erläutert wurde. Es wurden Berechnungen der Energiebilan zen der Subzonen für verschiedene Betriebsbedingungen durchgeführt, und es wurden die Bereiche zwischen den Zonen, die zur Übertragung der Hitze erforderlich sind und die den Hitzegleichgewichten zwischen den Zonen genügen müssen, berechnet. Auf der Grundlage dieser Flächen wurde die Größe des Gefäßes festgelegt, das eine bestimmte Produktionsrate ergeben mußte. Tabelle 10 ist ein Beispiel einer derartigen Berechnung.
Die Kohlenstoffkonzentration in dem Metallbad in dem Reaktor der Stufe 1 wird bei der Konzentration gehalten, die für das Abstechen und den Transport in den Reaktor der zweiten Stufe erwünscht ist. Der Reaktor der zweiten Stufe ist ein kontinuierlich arbeitendes Frische-Gefäß des Kanal-Typs mit einer Reihe von unter der Badoberfläche angeordneten Sauerstoff-Blasdüsen, wobei die Eisen-Kohlenstoff-Legierung vorzugsweise stetig hinsichtlich ihres Kohlenstoffgehalts reduziert wird, wenn das Metall von einer Blasdüse zur nächsten strömt. Alternativ dazu kann der Reaktor der zweiten Stufe ein gut durchmischtes Reaktorgefäß sein, in dem Sauerstoff kontinuierlich in das Metallbad eingeblasen wird, um den Kohlenstoffgehalt in dem Stahlprodukt zu allen Zeiten bei einem gewünschten Wert zu halten. Noch weiter kann der Reaktor der zweiten Stufe ein halb-diskontinuierlich arbeitender Reaktor sein, mit einem stetigen Zuleiten des Produkts der ersten Stufe und des gasförmigen Sauerstoffs, jedoch ohne Abstechen des Produkts, bis das Gewicht und der Kohlenstoffgehalt gleich der gewünschten Größe und Zusammensetzung der Stahlcharge sind. In allen drei Fällen wird das CO-Gas ohne Verdünnung durch Luft zur Verwendung als Brennstoff in Stufe 1 aufgefangen.
Die exotherme Reaktion der Stufe 2 ist autogen, ohne daß zusätzlicher Brennstoff benötigt wird, wenn beispielsweise (1) der Kohlenstoffgehalt der einströmenden Eisen- Kohlenstoff-Flüssigkeit aus Stufe 1 etwa 1,35% beträgt, die Temperatur des einlaufenden Materials etwa 1520ºC ist, der Kohlenstoffgehalt im letztendlich erhaltenen Stahl etwa 0,05% ist und die Stahltemperatur etwa 1670ºC ist; oder (2) der Kohlenstoffgehalt der einlaufenden flüssigen Kohlenstoff-Legierung etwa 1,0% ist und die Temperatur etwa 1500ºC ist, der Kohlenstoffgehalt in der Stahlzusammensetzung etwa 0,05% und die Stahltemperatur etwa 1650ºC ist. Es existieren viele derartige Kombinationen, die zu einer autogenen Stufe 2 führen, innerhalb der allgemeinen Grenzen der Temperatur und Zusammensetzung, wie sie in dem Bereich A von Fig. 2 für die aus Stufe 1 einlaufende Eisen-Kohlenstoff-Flüssigkeit gezeigt sind. In anderen Fällen kann Sauerstoff zur Nachverbrennung in den Dampfraum des Reaktors der zweiten Stufe eingeleitet werden, um eine Teilmenge des CO zu verbrennen, wenn zusätzliche Hitze benötigt wird.
Das CO-reiche Gas verläßt den Reaktor der zweiten Stufe bei der Temperatur des Stahls, da es innerhalb des Stahl-Bades erzeugt wurde, und der Gasphase wird vorzugsweise kein Sauerstoff zugesetzt. Wenn ein Reaktor mit kontinuierlicher Strömung verwendet wird, können die Sauerstoff-Blasdüsen in einem Abstand von etwa 1,0 bis 1,5 m voneinander angeordnet sein, und der Kanal, durch den das Metall strömt, muß eine solche Querschnittsfläche aufweisen, daß die ideale Strömungsgeschwindigkeit (plug flow velocity) des Metalls wenigstens etwa 0,5 bis 1 m/min beträgt, um ein Rückmischen zu verhindern. Muster des Mischens in einem Teilbereich eines derartigen Gefäßes sind in Fig. 3 gezeigt. Wie in der Figur gezeigt ist, wird dem Metall unmittelbar oberhalb jeder Blasdüse eine merkliche Geschwindigkeit nach oben verliehen, und es gibt ein charakteristisches Kreislaufmuster oberhalb jeder Metallsäule, die sich oberhalb der Blasdüse erhebt. Solche Muster - zusammen mit einer ausreichend starken Vorwärtsströmung des Metalls, wie sie durch die Gefäßgeometrie bewirkt wird, minimieren wirksam ein Rückmischen im Reaktor und etablieren einen Konzentrationsgradienten des Kohlenstoffs in dem Bad.
Der Reaktor der zweiten Stufe ist komplett geschlossen, so daß das aus dem Bad abgegebene CO ohne Kontakt mit Luft oder anderen Sauerstoffquellen gewonnen werden kann. Wie der Reaktor der ersten Stufe ist auch der Reaktor der zweiten Stufe mit einem Feuerfest-Material ausgekleidet, um Hitzeverluste zu minimieren.
Wenn der Reaktor der zweiten Stufe in halb-diskontinuierlicher Weise betrieben wird, müssen Mittel vorgesehen werden, um die Metall-Abstechöffnung zwischendurch zu öffnen und zu schließen. In einem solchen Fall besteht keine Notwendigkeit, einen Gradienten der Kohlenstoffkonzentration von einem Ende des Reaktors bis zum anderen aufrecht zu erhalten, und das Gefäß kann als Reaktor mit guter Durchmischung betrieben werden.
Unter Verwendung der oben beschriebenen und beispielhaft angegebenen Daten wurde ein System auf der Grundlage der in Tabelle 2 angegebenen Bedingungen entwickelt, um 50000 kg Stahl pro Stunde aus Eisencarbid herzustellen. In den Fig. 4, 5 und 6 ist ein derartiger beispielhafter Reaktor der ersten Stufe gezeigt, der in Zusammenarbeit mit einem entsprechenden Reaktor der zweiten Stufe in der Lage ist, Stahl, der etwa 0,05% C enthält, mit einer solchen Geschwindigkeit und bei einer Temperatur von etwa 1630ºC herzustellen. Wie in Fig. 4 gezeigt ist, ist der Reaktor der ersten Stufe allgemein rechtwinklig in der Aufsicht und hat einen runden Boden, wie dies in Fig. 6 gezeigt ist. Der Reaktor der ersten Stufe kann kippbar sein, beispielsweise so, wie dies in Fig. 6 gezeigt ist, und er kann auf Rollen fahren und mittels einer Antriebswelle 47 über ein Schaltgetriebe 48 mittels eines Motors 49 (Fig. 5) kippbar sein. Eine Kippbewegung des Reaktors erleichtert das Kontrollieren und die Wartung der unter der Oberfläche angeordneten Blasdüsen 17, das erneute Auskleiden des Ofens, usw..
Der mit einem Feuerfest-Material ausgekleidete Reaktor 1 von Fig. 4 hat eine innere Breite - an der Schlacke-Linie - von etwa 2 m und eine innere Länge von etwa 5 m. Die Entfernung vom niedrigsten Punkt des Bodens bis zur Metallbad-Oberfläche beträgt etwa 0,7 m bei eingeschwungenem Betrieb. Die Entfernung vom niedrigsten Punkt des Bodens bis zum oberen Teil der Schlacke beträgt etwa 2,5 m (die Tiefe des Schlackenschaums ist vorzugsweise nicht größer als 2,0 m oberhalb des Metallbades bei Betrieb im eingeschwungenen Zustand), und die Entfernung vom untersten Punkt des Bodens bis zur Innenseite des Deckels beträgt etwa 4,0 m.
Eine stetige Beschickung des Ofens mit Eisencarbid in einer Menge von 1000 kg/min (Tabelle 1) durch eine einzelne Lanze 51, die ein einfaches Stahlrohr sein kann, wird kontinuierlich aufrechterhalten. Bei derart hohen Eisencarbid-Zufuhrgeschwindigkeiten ist es schwierig oder sogar unmöglich, den Reaktor der ersten Stufe unter idealer Strömung zu betreiben. Tatsächlich trägt - wie oben angemerkt - ein Einspeisen der Eisencarbid-Beschickung direkt in die Metallschmelze signifikant zu der gut durchmischten Reaktion in dem Reaktor der ersten Stufe bei. Wie ebenfalls oben angemerkt, ist dies ein weiterer Nachteil des oben zitierten Geiger Patents Nummer 5,139,568. Die Lanze 51 ist zurückziehbar und ist in das Metallbad eingetaucht, beispielsweise wenigstens 30 cm unterhalb der Schlacke, wenn sie in Betrieb ist. Eine Strömung von Eisencarbid in dichter Phase wird aufrechterhalten, wobei ein typisches Verhältnis 100 pound Eisencarbid zu 1 pound Trägergas ist. Das Trägergas ist vorzugsweise Kohlendioxid oder Stickstoff. Das Gewicht des Metalls im Bad im eingeschwungenen Zustand beträgt 32 Tonnen.
Ein Brenner 19, der in der Lage ist, bis zu 1200 Nm³/h CO aus der Reaktion der zweiten Stufe mit Sauerstoff zu verbrennen, ist in der Stirnwand des Reaktors ganz nahe an dem Reaktor der Stufe 2 und etwa 2,3 m oberhalb des niedrigsten Punkts des Bodens angebracht und zeigt mit einem Winkel von etwa 30º nach unten. Der Brenner 19 ist auch mit einer Zufuhrleitung 20 für Naturgas versehen, so daß Naturgas das CO bei einer maximalen Gesamtenergie-Zufuhrgeschwindigkeit von etwa 5 · 10&sup6; kcal/h ersetzen kann.
Ein Naturgas/Sauerstoff-Brenner 12 ist in ähnlicher Weise an der den CO-Brenner gegenüberliegenden Seite des Reaktors installiert und kann Energieleistungsraten von 0 bis 5 · 10&sup6; kcal/h aufbringen.
Vier bis acht unter der Metallbad-Oberfläche angeordnete, gasgekühlte Blasdüsen 17 sind im Ofenboden angeordnet, was das kontinuierliche Einblasen von etwa 40,8 bis 45 Nm³/min Sauerstoff erlaubt, und zwar gleichmäßig zwischen den Blasdüsen ver teilt. Weiter werden etwa 6,8 bis 8,0 Nm³/min Naturgas oder 10,2 bis 11,2 Nm³/min CO&sub2; oder N&sub2; als Kühlmittel für die Blasdüsen zugegeben, ebenfalls gleichmäßig zwischen den Blasdüsen verteilt.
Vier bis acht Lanzen 18 zur Nachverbrennung, die das Einblasen von etwa 35 Nm³/min Sauerstoff erlauben, der gleichmäßig zwischen den einzelnen Lanzen aufgeteilt werden kann, sind in den Seitenwandungen des Reaktors 1 angeordnet, beispielsweise etwa 1 m oberhalb des Metallbades, d. h. innerhalb der Schaumschlacken- Schicht. Diese Lanzen sind in einem Winkel von beispielsweise etwa 25 bis 30º nach unten in Richtung auf das Metallbad geneigt und erstrecken sich in die Schlackenphase. Der durch diese Lanzen eingeblasene Sauerstoff dient zur Nachverbrennung des aus der Reaktion der ersten Stufe entweichenden CO zu CO&sub2; innerhalb der Schaumschlacke.
Metall wird kontinuierlich von einer Abstechöffnung 52 abgestochen, und die Oberfläche des Metallbades wird während des Betriebs im eingeschwungenen Zustand bei etwa 0,7 m gehalten.
Ofengase, vornehmlich CO&sub2; sowie Rauchgas werden von dem ersten Reaktor durch eine Gleitdichtung 53 entfernt (Fig. 4 und 5), die ein signifikantes Eindringen von Luft verhindern und eine Verbindung zum Abzugsschacht 23 schaffen.
Der Reaktoraufbau ist derart, daß ein Abstechen, ein Einblasen von Gas und ein Entfernen von Abgas ohne ein wesentliches Eintreten von Luft erfolgen können und damit die Investitionskosten in einer Anlage zur Abgasbehandlung und NOx-Bildung reduziert. Um ein leichtes Reparieren des Feuerfest-Materials zu ermöglichen, kann eine abnehmbare bzw. ersetzbare obere Hälfte des Reaktors vorgesehen werden.
Die als Zwischenstufe erhaltene Eisen-Kohlenstoff-Legierung (mit einer typischen Zusammensetzung unter Einschluß von 1,0 bis 1,5% C und einer Temperatur von 1490 bis 1540ºC) wird von dem Reaktor der ersten Stufe in den Reaktor der zweiten Stufe ohne Schlacke und mit dem geringst möglichen Temperaturverlust überführt. Zu diesem Zweck wird das geschmolzene Metall aus dem Reaktor der ersten Stufe beispielsweise durch eine neigbare, gegabelte Abstichrinne oder ein Zwischen- Absetzgefäß (nicht gezeigt) geführt. Alternativ dazu kann das geschmolzene Metall oder eine Teilmenge davon abgezogen und entweder zu Rohblöcken oder Granulatkugeln verfestigt werden. Die Wärmebilanz für den Reaktor der ersten Stufe ist in der nachfolgenden Tabelle 12 für die in Tabelle 6 beschriebenen Bedingungen gegeben. Tabelle 12 Wärmebilanz erste Stufe
Der Reaktor 36 der zweiten Stufe, der mit Feuerfest-Material ausgeskleidet ist, wird für den Zweck verwendet, daß man (1) Kohlenstoff aus der flüssigen Eisen- Kohlenstoff-Legierung aus Stufe 1 durch das Einblasen von Sauerstoff in den Strom aus geschmolzenem Metall durch Gas-abgeschirmte Blaslanzen 38 am Boden des Reaktors entfernt; (2) das Kohlenmonoxid-Gas, das durch die Reaktion von Kohlenstoff und Sauerstoff gebildet wird, zur Verwendung als Brennstoff in der ersten Stufe auffängt; und (3) einen ständig fließenden Strom aus Stahl in eine Sammelpfanne 43 zum Einstellen der Temperatur und Zusammensetzung zum anschließenden Gießen absticht. Eine noch detailliertere Ansicht eines beispielhaften Reaktors der zweiten Stufe ist in den Fig. 7A und 7B gezeigt, in dem die Länge des Gefäßes viel größer ist als die beiden anderen Dimensionen und in dem das Einblasen von Sauerstoff am Boden durch sechs Blasdüsen 38 erfolgt, die sechs Behandlungszonen definieren, die beispielsweise 1,06 m entfernt voneinander entlang der Zentrallinie des Kanalbodens angeordnet sind. Der Sauerstoffzustrom (in Nm³/min) zu den einigen Blaslanzen-Zonen kann variiert werden, bevorzugt in der Weise, daß im wesentlichen gleiche Rührenergie innerhalb des geschmolzenen Metalls in jeder Blaslanzen-Zone geschaffen wird, beispielsweise indem man den Strom des Sauerstoffs wie folgt einstellt: Zone 1 : 4,04; Zone 2 : 2,18; Zone 3 : 1,39; Zone 4 : 1,74; Zone 5 : 1,39; und Zone 6 : 2,12. Als Schutzgas strömt Naturgas in einer Mange von 0,15 bis 0,23 Nm³/min oder CO&sub2;, N&sub2; oder Ar in einer Menge von 0,38 bis 0,58 Nm³/min zu jeder Blaslanze. Kohlendioxid ist ein bevorzugtes Kühlmittel für die Blaslanzen in dem Reaktor der zweiten Stufe, um eine mögliche Akkumulation von nicht umgesetztem Wasserstoff und eine daraus resultierende mögliche Explosionsgefahr zu vermeiden, wie sie beispielsweise bei der Verwendung von Methan als Kühlmittel auftreten würde (im Gegensatz zum Reaktor der ersten Stufe, wo der Sauerstoff, der in die Schaumschlacke eingeblasen wird, eine Umsetzung mit dem Wasserstoff unter Bildung von Wasser eingeht). Die oben genannte Anzahl und abstandsmäßige Anordnung der Sauerstoff-Blaslanzen in dem Reaktor der zweiten Stufe sind optimal für dieses Beispiel und stellen eine ausgewogene Einstellung zwischen dem Erhalten des gewünschten Niveaus der Decarburierung und dem Kurzhalten der Verweilzeit der Metallschmelze in dem Ofen zum Verhindern von Problemen im Zusammenhang mit dem Rückmischen und Durchblasen dar. Fig. 8 zeigt die Beziehung zwischen der Verweilzeit der Schmelze und der Zahl der Blasdüsen in dem Reaktor der zweiten Stufe, wo der Kohlenstoffgehalt der als Zwischenstufe erhaltenen Eisen-Kohlenstoff-Legierung, die in den Reaktor der zweiten Stufe eingeleitet wird, 1,5% ist, und der Kohlenstoffgehalt der letztendlich erhaltenen Eisen- Kohlenstoff-Legierung 0,01 bis 0,5 Gew.-% ist. Wie in der Figur gezeigt, wird eine minimale Verweilzeit für diesen letztendlich erhaltenen Kohlenstoffgehalt mit etwa sechs Blaslanzen erreicht. Wie oben gezeigt, kann der Sauerstoffstrom zu jeder Blaslanze separat in der Weise gesteuert werden, wie dies zum Aufrechterhalten des gewünschten Kohlenstoff-Gradienten vom Eintrittsende zum Austrittsende des Reaktors ist. In jedem Fall ist die insgesamt in das Stahlbad eingeblasene Sauerstoffmenge eine im wesentlichen stöchiometrische Menge, um den Kohlenstoffgehalt in dem Bad auf den gewünschten Wert zu reduzieren. Es werden auch Vorkehrungen zum Einblasen von Argon, beispielsweise in einer Menge von etwa 0 bis 1,5 Nm³/min. in den beiden letzten Blaslanzen getroffen.
Der beispielhafte Reaktor der zweiten Stufe, wie er in den Fig. 7A und 7B veranschaulicht ist, kann ein leichtes Gefälle in stromabwärts gerichteter Richtung aufweisen (z. B. etwa 1%), um das Strömen des Metalls zu unterstützen. Der Reaktor weist einen mit Feuerfest-Material ausgekleideten Kanal 60 des ersten Abschnitts auf, der dem Einlaßende des Reaktors benachbart ist und breiter und tiefer ist als der Kanal 61 des zweiten Abschnitts, der dem Auslaßende des Reaktors benachbart ist. Beispiels weise können die Innendimensionen des Kanals 60 des ersten Abschnitts (Zonen 1 und 2), die die Dimensionen des flüssigen Metallbades in dem Abschnitt definieren, etwa 1,02 m breit und 0,61 m tief sein und haben eine Länge von etwa 2,77 m. Der zweite Abschnitt 61 (Zonen 3 bis 6), kann eine Kanalbreite von etwa 0,61 m, eine Badtiefe von 0,41 m und eine Länge, von etwa 4,11 m aufweisen. Ein derartiges Gefäß sorgt für die Einstellung eines kontinuierlichen Stroms aus geschmolzener Eisen-Kohlenstoff-Legierung in einem "Stopfen-Strom" (plug flow) in Längsrichtung des Reaktors. Die Stopfen-Strom-Geschwindigkeit in dem zweiten, schmaleren Abschnitt 61 beträgt etwa 0,5 bis 0,6 m/min. und der Gesamt-Metallstrom beträgt etwa 51000 kg/h. Ein derartiger Aufbau des Reaktors verringert auch die Gefahr des Überschwappens des flüssigen Metallbades (Resonanzwellen an der Oberfläche des flüssigen Metalls). Das Metall tritt in den Reaktor der zweiten Stufe bei einer Temperatur zwischen 1450 und 1550ºC ein, vorzugsweise bei einer Temperatur von etwa 1520ºC, und tritt aus dem Reaktor mit einer Temperatur von etwa 1630ºC bis 1670ºC aus.
Eine stufenmäßig angelegte Wärmebilanz für Stufe 2 gemäß dem obigen Beispiel (auf der Basis von Tabelle 6), ist in der nachfolgenden Tabelle 13 angegeben. Tabelle 13 Wärmebilanz - zweite Stufe
Wie im Fall des Reaktors der ersten Stufe ist der Reaktor 36 der zweiten Stufe so angelegt, daß ein Eintreten von Luft verhindert wird, um nicht das bei der Reaktion ausgestoßene CO zu verbrennen. Daher erfolgen sowohl der Eintritt als auch der Austritt des geschmolzenen Metalls durch unter der Metallschmelze-Oberfläche liegende Abstechlöcher oder Siphons, wie im Reaktor der ersten Stufe.
Die Gase, die den Reaktor 36 der zweiten Stufe bei der Temperatur des geschmolzenen Metalls verlassen, beispielsweise bei etwa 1630ºC, werden in einem Wasserkühler 41 gekühlt und so in einen Zustand gebracht, in dem sie dem CO-Brenner 19 von Stufe 1 zugeleitet werden können, beispielsweise bei einem Druck von etwa 20 psig, Wie oben angemerkt, ist der Rauch aus der Reaktion der zweiten Stufe im wesentlichen reines Eisen, welches in der fein verteilten (z. B. einen Durchmesser von etwa 1 um aufweisenden) Form Pyrophor ist. Folglich muß darauf geachtet werden, daß ein Kontakt von Luft oder anderen Sauerstoff-Quellen mit diesem Material vermieden wird, da dieses in Gegenwart von Sauerstoff bei Temperaturen oberhalb von etwa 100ºC verbrennt.
Die Eingangsbeschickung zu dem Prozeß der zweiten Stufe ist rein genug, so daß nur wenig (wenn überhaupt) Flußmittel erforderlich sind. Die geringe Menge an in der zweiten Reaktion gebildeter Schlacke wird periodisch abgestochen, beispielsweise am Einstichende des Kanals des Reaktors der zweiten Stufe.
Der Metallstrom kann für kurze Zeiträume angehalten werden, um die Verfahrensweise einem Wechsel von einem Sammelgefäß zu einem anderen anzupassen, oder alternativ dann, wenn eine Verzögerung in dem Zustrom von Material aus Stufe 1 auftritt.
In dem obigen Beispiel kann die Sammelpfanne 43 bis zu 60000 kg Stahl aufnehmen und den Stahl bei einer Temperatur von etwa 1600ºC halten. Zu diesem Zweck kann die Pfanne 43 mit einer Abdeckung (nicht gezeigt) ausgestattet sein, durch die ein Brenner eingeschoben ist.
Eine Notfall-Entleerung des Reaktors der zweiten Stufe kann in der Weise angebracht werden, daß eine verzweigte Abstichrinne (nicht gezeigt) verwendet wird.
Außerdem werden Vorkehrungen zum Abziehen von Abgas-Proben sowohl aus dem Reaktor der ersten als auch aus dem Reaktor der zweiten Stufe für eine kontinuierliche Analyse auf CO und CO&sub2; getroffen. Strömungsmeßgeräte und -kontrollgeräte sind an allen Leitungen für Sauerstoff und Naturgas vorgesehen, und Maßnahmen für eine dynamische Rückkopplung von den Gas-Analyseeinrichtungen zu den Strömungs- Kontrolleinrichtungen über eine programmierte Logik-Steuerung (programmed logic controller (PLC)) werden ebenfalls getroffen.
Die Zwei-Stufen-Reaktion ist kritisch für einen wirksamen Betrieb des Verfahrens zur Umwandlung von Carbid in Stahl gemäß der vorliegenden Erfindung. Wie in dem obigen speziellen Beispiel beschrieben, ist der Reaktor der ersten Stufe ein gut durchmischter Reaktor, so daß keine Notwendigkeit (und praktisch eine Unmöglichkeit) besteht, einen Gradienten der Zusammensetzung in Richtung der Länge des Reaktors aufrecht zu erhalten. Dies führt zu einer vereinfachten Steuerung der Wärmebilanzen und des Verfahrens. Zwar ist es bevorzugt, daß die Reaktion der zweiten Stufe als gut durchmischte Reaktionen durchgeführt werden kann; es ist jedoch bevorzugt, daß ein Stopfen-Strom (oder laminarer Strom) mit einem Kohlenstoff-Gradienten vom Eintrittsende zum Austrittsende des Reaktors aufrechterhalten wird. Es ist essentiell, daß wenigstens eine größere Teilmenge des aus dieser Reaktion der zweiten Stufe ausgestoßenen CO zum Verbrennen in den Reaktor der ersten Stufe aufgefangen wird, vorzugsweise in der Schaumschlacken-Schicht, wodurch eine höchst effiziente Hitzeübertragung von der Schlacke auf die Schicht aus geschmolzenem Metall in dem Reaktor der ersten Stufe erreicht wird. Auf diese Weise wird eine maximale Energie- Wertmenge aus dem aus der Reaktion der zweiten Stufe ausgestoßenen CO extrahiert, und es wird dadurch auch möglich, daß die Reaktion der ersten Stufe im wesentlichen autogen abläuft.
Die entsprechende Gesamt-Materialbilanz für das obige Beispiel des Verfahrens gemäß der Erfindung, erneut auf der Basis von Tabelle 6, ist wie folgt:

Tabelle 14

Gesamt-Materialbilanz

Strom Menge (kg/h)
Eisencarbid-Beschickung 57100
Flußmittel 3426
Stahl 50000
Schlacke 5525
Staub 1114
O&sub2;-Decarburierung, Stufe 2 1190
O&sub2;-Decarburierung, Stufe 1 3166
O&sub2;-Nachverbrennung, Stufe 1 4082
Abgas, Stufe 1 12416
Für eine praxisorientierte kommerzielle Produktion kann eine einzelne Einheit, die aus einem ersten und einem zweiten Reaktor besteht, 25 bis 200, insbesondere 50 bis 150, metrische Tonnen pro Stunde produzieren. Für größere Produktionsgeschwindigkeiten können mehrere derartige Einheiten parallel angeordnet werden.
Die Beschickung des Reaktors der ersten Stufe kann bis zu 50% an Komponenten umfassen, die von dem Eisencarbid-Material verschieden sind, beispielsweise Schrott, Gußeisen und vorreduzierte Erze. In solchen Fällen ist im gewissen Umfang zusätzliche Energie-Zufuhr, beispielsweise durch Verbrennen von Naturgas, Öl oder Kohle, allgemein erforderlich, wenn der Nicht-Carbidanteil der Beschickung einen größeren Teil einnimmt.
Durch Unterteilen des Prozesses in zwei unterschiedliche Stufen, das Eliminieren der Notwendigkeit zum Aufrechterhalten eines Konzentrationsgradienten in der ersten Stufe während des kontinuierlichen stationären Betriebs wird das Durchführen des Verfahrens und das Design des Reaktorgefäßes sehr stark vereinfacht. Es ist viel leichter, einen gut durchmischten Prozeß durchzuführen. Ein derartiges Aufteilen der Verfahrensschritte führt auch dazu, daß die Energie in den Gasen, die in der zweiten Frische-Stufe freigesetzt werden und die nicht erforderlich sind, um die Reaktion der zweiten Stufe autogen zu machen, in vollem Umfang dafür genutzt werden kann, die erforderliche Energie dafür bereitzustellen, die erste Schmelzstufe des Verfahrens autogen zu machen. Diese Rückgewinnung von CO aus Stufe 2 zur vollen Verwendung in Stufe 1 löst das Problem des Standes der Technik, die Gase aus dem Verfahren an der richtigen Stelle richtig zu verwenden.
Durch Aufteilen des Verfahrens in zwei Stufen, kann auch die Schön-Stufe eine kontinuierliche, semi-kontinuierliche oder chargenweise ablaufende Stufe sein, abhängig von den Erfordernissen eines speziellen Stahlwerks zur Anordnung von Pfannenöfen oder kontinuierlich arbeitenden Gießverfahren.
Dadurch, daß das System gemäß der Erfindung vollständig abgeschlossen ist, wird eine Umweltverschmutzung im wesentlichen eliminiert, kann der Staub aus Stufe 1 abgefangen und in das Verfahren zurückgeführt werden und kann das CO&sub2;-reiche Abgas gekühlt und zur weiteren Verwendung oder zum Verkauf gesammelt werden.
Aufgrund der Tatsache, daß das Verfahren kontinuierlich ist, können die Kapitalkosten pro Tonne bei einer bestimmten jährlichen Kapazität reduziert werden.
Im Hinblick auf die Tatsache, daß das Verfahren ein im wesentlichen autogenes Verfahren ist, können die Betriebskosten niedriger sein, als bei anderen Verfahren zur Stahlherstellung.
In dem Verfahren kann vorbereiteter Schrott bei einer minimalen Menge an erforderlichem Zusatz-Brennstoff verwendet werden, ohne daß die Kosten signifikant erhöht werden.

Claims

1. Verfahren zur Umwandlung von Eisencarbid in Stahl, das die Schritte umfaßt, daß man

- Eisencarbid, das in einem Ausgangsmaterial enthalten ist, in einem in einem ersten Reaktor (1) enthaltenen flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Bad schmilzt und löst;

- Sauerstoff in das flüssige Eisen-Kohlenstoff-Bad (9) bläst; und

- in dem ersten Reaktor (1) eine Eisen-Kohlenstoff-Legierung mit einem Kohlenstoffgehalt erzeugt, der zwischen dem Kohlenstoffgehalt des Ausgangsmaterials und dem Kohlenstoffgehalt des letztendlich gewünschten Stahls liegt: und

- die als Zwischenstufe erhaltene flüssige Eisen-Kohlenstoff-Legierung in einem zweiten Sauerstoff-Frische-Reaktor (36) zu Stahl des letztendlich erwünschten Kohlenstoffgehalts frischt.

2. Verfahren nach Anspruch 1, worin das Eisen-Kohlenstoff-Bad in dem ersten Reaktor (1) gut durchmischt ist und das flüssige Metallbad in dem zweiten Reaktor (36) im wesentlichen in einer Pfropfen-Strömung fließt.

3. Verfahren nach Anspruch 1, worin die Reaktion des flüssigen Metallbads in dem zweiten Reaktor (36) durch das Einleiten (37) von Sauerstoff unter der Oberflä che des flüssigen Metallbads in dem zweiten Reaktor erleichtert wird und autogen durchgeführt wird.

4. Verfahren nach Anspruch 3, worin das in dem zweiten Reaktor (36) erzeugte Kohlenmonoxid aufgefangen wird (39), frei von Luft und anderen Sauerstoff- Quellen gehalten wird und mit Sauerstoff in dem ersten Reaktor (1) verbrannt wird (19).

5. Verfahren nach Anspruch 4, welches weiter die Schritte umfaßt, daß man eine Schaumschlacke-Schicht (11) entwickelt, die über dem Metallbad (9) in dem ersten Reaktor liegt; und das Kohlenmonoxid aus dem zweiten Reaktor in der Schaumschlacke-Schicht (11) verbrennt (19).

6. Verfahren nach Anspruch 5, worin das Ausgangsmaterial im wesentlichen Eisencarbid ist, das auf wenigstens etwa 550ºC vorgeheizt wird; das in dem ersten Reaktor erzeugte Kohlenmonoxid in der Schaumschlacke-Schicht verbrannt wird; und die Reaktion in dem ersten Reaktor im wesentlichen autogen ist.

7. Verfahren nach Anspruch 6, worin das Verfahren kontinuierlich durchgeführt wird.

8. Verfahren nach Anspruch 2, worin Sauerstoff in die Metallbäder in einem ersten länglichem Reaktor und einem zweiten länglichem Reaktor an voneinander entfernten Stellen entlang der Länge jedes der Reaktoren eingeblasen wird (17) und die in dem ersten Reaktor erzeugte, als Zwischenstufe erhaltene Eisen- Kohlenstoff-Legierung (45) vor ihrer Einleitung in den zweiten Reaktor entschlackt wird.

9. Verfahren nach Anspruch 8, welches weiter den Schritt umfaßt, daß man unter der Oberfläche einer in dem ersten Reaktor enthaltenen Schaumschlacke Koh lenmonoxid nachverbrennt, das durch Einblasen von Sauerstoff unter die Oberfläche des Metallbads in dem Reaktor erzeugt wird.

10. Verfahren nach Anspruch 9, welches weiter den Schritt umfaßt, daß man Eisencarbid in dem Ausgangsmaterial unter Verwendung der spürbaren Hitze des in dem ersten Reaktor erzeugten Abgases vorheizt.

11. Verfahren nach Anspruch 6, welches weiter die Schritte umfaßt, daß man von der in dem ersten Reaktor durchgeführten Reaktion emittierten Staub sammelt und den Staub in den ersten Reaktor zurückführt.

12. Autogenes Verfahren zur Herstellung von Stahl (42), das die Schritte umfaßt, daß man

- einen länglichen End-Sauerstoff-Frische-Reaktor mit einer Länge, die viel größer ist als die Breite, bereitstellt;

- in das Eintritts-Ende des End-Frische-Reaktors eine im wesentlichen Schlacke-freie flüssige (45), teilweise decarbonisierte Eisen-Kohlenstoff- Legierung mit einem Kohlenstoffgehalt von etwa 0,5 Gew.-% bis etwa 2 Gew.-% einleitet;

- den End-Frische-Reaktor in eine Reihe von Unterzonen (60) teilt, die entlang der Länge des End-Frische-Reaktors voneinander entfernt angeordnet sind, indem man Sauerstoff an voneinander entfernten Stellen (38) in das flüssige Metall in dem End-Frische-Reaktor einbläst;

- dadurch Kohlenmonoxid erzeugt und dem flüssigen Metall in jeder Unterzone eine vertikale Bewegung und eine Kreisbewegung um den eingeblasenen Sauerstoff verleiht, ein Rückmischen minimiert und einen Kohlenstoff Gradienten zwischen den Unterzonen einstellt, wenn das flüssige Metall von einer Unterzone zur nächsten stromabwärts fließt, so daß der Kohlenstoffgehalt in der letzten Unterzone im Bereich von etwa 0,01% bis etwa 0,5% liegt.

13. Verfahren nach Anspruch 12, welches weiter die Schritte umfaßt, daß man

- einen ersten geschlossenen länglichen Schmelz- und Decarbonisier-Reaktor (1) bereitstellt;

- ein Bad (9) aus einer flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Legierung in dem ersten Reaktor bereitstellt;

- eine Schaumschlacke-Schicht (11) bereitstellt, die über dem flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Legierungsbad (9) liegt;

- vorgeheiztes, teilchenfömiges Eisencarbid in das flüssige Bad einleitet;

- Sauerstoff in das flüssige Bad einleitet (37), wodurch man das Bad decarbonisiert und Kohlenmonoxid bildet;

- zusätzliches Kohlenmonoxid aus dem End-Frische-Reaktor in den ersten Reaktor einleitet (19);

- im wesentlichen das gesamte Kohlendioxid in der Schaumschlacke mit Sauerstoff verbrennt, der in die Schaumschlacke eingeblasen wird;

- die Reaktion in dem ersten Reaktor in gut durchmischter Weise und im wesentlichen autogen fortsetzt, bis der Kohlenstoffgehalt der flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Legierung in dem ersten Reaktor einen gewünschten Wert zum Einleiten der flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Legierung in den End- Frische-Reaktor erreicht;

- die flüssige Eisen-Kohlenstoff-Legierung in dem ersten Reaktor entschlackt; und

- die entschlackte Flüssigkeit in den End-Frische-Reaktor einleitet.

14. Verfahren nach Anspruch 13, worin das Verfahren in den Reaktoren halbkontinuierlich durchgeführt wird.

15. Vorrichtung zur Herstellung von Stahl aus Eisencarbid, umfassend

- einen ersten, mit einem Feuerfest-Material ausgekleideten Schmelz- und Decarbonisier-Reaktor (1);

- eine Einrichtung zur Schaffung eines flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Bades (9) und einer Schaumschlacke-Schicht (11) in dem ersten Reaktor;

- eine Einrichtung zum Einleiten von teilchenförmigem Eisencarbid (4) als Beschickung in den ersten Reaktor;

- eine Einrichtung zum Einblasen von Sauerstoff (17) in das flüssige Eisen- Kohlenstoff-Bad an einer Mehrzahl von Stellen in dem ersten Reaktor;

- eine Einrichtung zum Einblasen von Sauerstoff (18) für die Nachverbrennung oberhalb der Oberfläche des flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Bades an einer Mehrzahl von Stellen in dem ersten Reaktor;

- eine Einrichtung zum Einblasen und Verbrennen von Kohlenmonoxid (22, 19) mit Sauerstoff oberhalb des flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Bades in dem ersten Reaktor;

- eine Einrichtung zum Sammeln eines Kohlendioxid-reichen Abgases (23), das durch die Verbrennung von Kohlenmonoxid-Gas in dem ersten Reaktor hergestellt wird, und zur Verwendung der spürbaren Hitze in einem derartigen Abgas zum Vorheizen der Eisencarbid-Beschickung;

- eine Einrichtung zum Sammeln von Staub (28), der von dem flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Bad in dem ersten Reaktor emittiert wird, und zum Zurückführen des Staubs (33) in den ersten Reaktor;

- einen separaten länglichen zweiten, mit einem Feuerfest-Material ausgekleideten Frische-Reaktor (36), der zur Aufnahme der in dem ersten Reaktor hergestellten flüssigen Eisen-Kohlenstoff-Legierung angepaßt ist;

- eine Einrichtung zum Einblasen von Sauerstoff (38) in die flüssige Eisen- Kohlenstoff-Legierung an voneinander entfernten Stellen entlang der Länge des zweiten Reaktors;

- eine Einrichtung zum Sammeln und Kühlen von Kohlenmonoxid-Gas (39, 41), das in dem zweiten Reaktor erzeugt wird, und zur Übertragung (22) des Gases in den ersten Reaktor, um dort mit Sauerstoff verbrannt zu werden; und

- eine Einrichtung zum Sammeln (43) des letztlich erhaltenen flüssigen Stahl-Produkts, das in dem zweiten Reaktor erzeugt wird.

16. Vorrichtung nach Anspruch 15, worin der Sauerstoff in die Metallbäder jeweils in den ersten Reaktor (1) und in den zweiten Reaktor (36) von einer Stelle oberhalb der Oberfläche (18) der jeweiligen Metallbäder oder von einer Stelle unterhalb der Oberfläche (17, 38) der Metallbäder oder in einer Kombination der Stellen oberhalb und unterhalb der Badoberflächen eingeblasen wird.

17. Vorrichtung nach Anspruch 15, welche weiter eine Schlackeöffnung (34) nahe einem Austrittsende des ersten Reaktors (1) zum Entfernen der Schlacke aus dem ersten Reaktor umfaßt.

18. Vorrichtung nach Anspruch 15, worin das Austrittsende des zweiten Reaktors niedriger liegt als dessen Eintrittsende, und worin die Länge des Metall- Strömungskanals in dem zweiten Reaktor wenigstens das Zehnfache der Breite des Metall-Strömungskanals ausmacht.

19. Vorrichtung nach Anspruch 15, worin der zweite, mit einem Feuerfest-Material ausgekleidete Frische-Reaktor (36) einen ersten Abschnitt (60), der einem Beschickungsende des Reaktor benachbart ist, und einen zweiten Abschnitt (61), der einem Austrittsende des Reaktors benachbart ist, umfaßt und worin die Breite und Tiefe des flüssigen Metallbades, das in dem ersten Abschnitt des Reaktors enthalten ist, größer sind als die Breite und Tiefe der Flüssigkeit, die in dem zweiten Abschnitt des Reaktors enthalten ist.

20. Vorrichtung nach Anspruch 19, worin die Länge des flüssigen Metallbades, das in dem ersten Abschnitt des Reaktors enthalten ist, geringer ist als die Länge des flüssigen Metallbades, das in dem zweiten Abschnitt des Reaktors enthalten ist.

21. Verfahren zur Herstellung von Stahl aus Eisencarbid, umfassen die Schritte, daß man

(a) einen ersten Reaktor bereitstellt, der ein geschmolzenes Metallbad auf Eisen-Basis enthält;

(b) Kohlenstoff in das geschmolzene Bad einleitet, indem man ein Eisencarbid-enthaltendes Material in das Bad einleitet;

(c) Sauerstoff in das flüssige Bad mit einer Geschwindigkeit einbläst, die stöchiometrisch zur Geschwindigkeit in Bezug steht, mit der Kohlenstoff eingeleitet wird, um Kohlenstoff aus dem Bad mit im wesentlichen derselben Geschwindigkeit zu entfernen, mit der Kohlenstoff in das Bad eingeleitet wird; und

(d) die resultierende Eisen-Kohlenstoff-Legierung in einen getrennten zweiten Sauerstoff-Frische-Reaktor einleitet und die Eisen-Kohlenstoff-Legierung in den zweiten Reaktor zu Stahl frischt.