DE69716582T2

DE69716582T2 - Verfahren und vorrichtung zur vakuum-entkohlung/feinung von flüssigem stahl

Info

Publication number: DE69716582T2
Application number: DE69716582T
Authority: DE
Inventors: Ryuzou Hayakawa; Hiroyuki Ishimatsu; Takayuki Kaneyasu; Keiichi Katahira; Katsuhiko Kato; Shinya Kitamura; Kenichiro Miyamoto; Akio Shinkai; Hiroshi Sugano
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1996-11-20
Filing date: 1997-11-20
Publication date: 2003-06-12
Anticipated expiration: 2017-11-21
Also published as: WO1998022627A1; US6190435B1; CN1070927C; EP0881304A4; US6468467B1; CN1212022A; EP0881304A1; KR100334947B1; EP0881304B1; KR19990077368A; DE69716582D1

Description

Technisches Gebiet

Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen einer Stahlschmelze und insbesondere ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Frischen einer Stahlschmelze, mit denen die Ablagerung von Spritzern auf der Innenwand eines Vakuumbehälters und einer Sauerstofflanze gehemmt und gleichzeitig Oxidationsverlust von Metall in der Stahlschmelze verhindert werden kann.

Hintergrund der Technik

Zu herkömmlichen Verfahren zum zusätzlichen Entkohlen/Frischen einer Stahlschmelze, die bereits in einem Elektroofen oder Konverter entkohlt/gefrischt wurde, um eine Stahlschmelze mit einer Kohlenstoffkonzentration von höchstens 0,01 Gew.-% herzustellen, gehören: (1) ein VOD (Vakuum-Sauerstoff-Entkohlungs-)Verfahren, für das typisch ein in der JP- A-57-43924 offenbartes steht, bei dem ein Sauerstoffgas auf die Oberfläche einer Stahlschmelze in einer Pfanne geblasen wird, während man die Stahlschmelzenoberfläche im Vakuum hält; und (2) ein Geradrohr-Schnorchelverfahren, bei dem ein Sauerstoffgas auf die Oberfläche einer Stahlschmelze in einem in die Stahlschmelze eingetauchten Schnorchel geblasen wird, um das Vakuumfrischen durchzuführen.
Beim Verfahren (1), dem VOD-Verfahren, kann kein befriedigender Raum über der Stahlschmelzenoberfläche gewährleistet werden. Dadurch werden Stahlschmelzenspritzer, die beim Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen verspritzt werden, auf einer Aufblaslanze und einer Abdeckung eines Vakuumgefäßes abgelagert, was den Betrieb negativ beeinflußt.
Im Gegensatz zum Verfahren (1) unterliegt das Verfahren (2), das Geradrohr-Schnorchelverfahren, keinen wesentlichen Ausrüstungsbeschränkungen, und ein Beispiel für dieses Verfahren ist in der JP-A-61-37912 offenbart. In Fig. 35 ist das in dieser Veröffentlichung offenbarte Verfahren gezeigt. Insbesondere wird bei diesem Verfahren zum Frischen einer Stahlschmelze unter Vakuum eine Stahlschmelze 71, die in einer Pfanne 70 enthalten ist, durch einen Schnorchel 72 in einen Vakuumbehälter 73 gesaugt. Ein Inertgas wird in die Stahlschmelze im Schnorchel 72 unter der Projektionsebene des Schnorchels 72 in der Pfanne 70 eingeblasen, und gleichzeitig wird ein Oxidationsgas durch eine Aufblaslanze 74 auf die Oberfläche der Stahlschmelze im Vakuumbehälter 73 geblasen. In diesem Fall ist der Innendurchmesser des Schnorchels 72 so bestimmt, daß das Verhältnis des Innendurchmessers (D&sub1;) des Schnorchels 72 zum Innendurchmesser (D&sub0;) der Pfanne 70, d. h. D&sub1;/D&sub0;, 0,4 bis 0,8 beträgt. Zusätzlich ist die Blastiefe des Inertgases so bestimmt, daß das Verhältnis der Blastiefe (H&sub1;) des Inertgases in der Messung von der Stahlschmelzenoberfläche zur Stahlschmelzentiefe (H&sub0;) in der Pfanne 70, d. h. H&sub1;/H&sub0;, 0,5 bis 1,0 beträgt. Dieses Verfahren zum Vakuumfrischen einer Stahlschmelze zielt darauf ab, das Entkohlen ohne Ablagerung des Metalls, von Schlacke u. ä. im Behälter rationell durchzuführen.
Die JP-A-2-133510 schlägt eine Vakuumbehandlungsvorrichtung vor, die aufweist: eine Pfanne zum Einbringen einer Metallschmelze darin; einen Vakuumbehälter mit einem Schnorchel, der in die Schmelze eingetaucht wird und am unteren Ende des Vakuumbehälters vorgesehen ist; ein Evakuierungsrohr, das mit einer Vakuumquelle zum Evakuieren des Inneren des Vakuumbehälters verbunden ist; und einen Schild, der im Inneren des Vakuumbehälters angeordnet ist, wobei der Schild in einer Höhe von 2 bis 5 m oberhalb der Stahlschmelzenoberfläche im Schnorchel gehalten wird.
Allerdings ist das in der JP-A-61-37912 vorgeschlagene Verfahren mit den folgenden Problemen (i) bis (iv) behaftet.
(i) Bedingungen für das Entkohlen/Frischen, z. B. der Durchfluß des auf die Stahlschmelze geblasenen Sauerstoffgases, der Durchfluß des Argongases zum Rühren und der Vakuumgrad im Vakuumbehälter 73 sind nicht richtig festgelegt. Dies verursacht übermäßige Schwankung der Stahlschmelzenoberfläche und Spritzerbildung, was zu Problemen im Betrieb führt, die auf Ablagerung des Metalls zurückzuführen sind.
(ii) Beim Entkohlen/Frischen einer chromhaltigen Stahlschmelze, z. B. rostfreier Stahl, im Sauerstoffblasverfahren wird die in der Stahlschmelze enthaltene Chromkomponente mit dem eingeblasenen Sauerstoff oxidiert. Ein Teil des durch die Oxidation erzeugten Chromoxids wird mit in der Stahlschmelze enthaltenem Kohlenstoff im Abstiegsverlauf durch die Stahlschmelze reduziert. Allerdings erfährt der größte Teil des Chromoxids eine Konvektion durch das von unterhalb der Stahlschmelze eingeblasene Inertgas und schwimmt, ohne reduziert zu werden, auf der Oberfläche der Stahlschmelze zwischen dem Schnorchel und der Innenwand der Pfanne, was Schlacke 75 bildet, die dann aus der Stahlschmelze abgegeben wird, wodurch der Verlust der Chromkomponente steigt.
(iii) Durch die vorhandene chromoxidhaltige Schlacke 75 kommt die zwischen dem Schnorchel 72 und der Pfanneninnenwand vorhandene Oberfläche der Stahlschmelze mit Luft in Berührung und wird abgekühlt. Dadurch steigt die Viskosität der Stahlschmelzenoberfläche. Außerdem wird die Schlacke 75, das Metall o. ä. um die o. g. Innenwand der Pfanne abgelagert, was die Probenahme aus der Stahlschmelze im Verlauf und am Ende des Frischens erschwert oder die Bewegung des Schnorchels 72 aus der Position der Pfanne 70 am Ende des Frischens erschwert und das Frischen behindert.
(iv) Der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen, definiert als Verhältnis der Sauerstoffgasmenge, die zum Entkohlen der Stahlschmelze beiträgt, zur Gesamtmenge des in die Stahlschmelze geblasenen Sauerstoffgases, wird durch Frischbedingungen beeinflußt, z. B. den Vakuumgrad im Vakuumbehälter 73, den Rührzustand der Stahlschmelze und den Durchfluß des eingeblasenen Sauerstoffgases. Diese Frischbedingungen sind nicht ordnungsgemäß, was es erschwert, den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf einem hohen Niveau zu halten.
Das in der JP-A-2-133510 beschriebene Verfahren, bei dem ein Schild in einem Vakuumbehälter (einem Schnorchel) vorgesehen ist, um durch Sauerstoffblasen bewirktes Spritzen der Stahlschmelze zu verhindern und damit Ablagerung und Ansammlung eines Metalls zu verhindern, die durch Erstarren der sich auf einer Sauerstofflanze, einem Vakuumbehälter und einem Evakuierungsrohr ablagernden Spritzer verursacht ist, hat die folgenden Probleme.
(i) Strömt ein Abgas zwischen den Schilden im Vakuumbehälter durch, werden die Stahlschmelzenspritzer im Abgas oder Staub, der durch Erstarren der Spritzer erzeugt wird, auf den Schilden abgelagert und angesammelt, was den Strömungswiderstand des Abgases erhöht, wodurch wiederum der Druckverlust im Vakuumbehälter steigt.
(ii) Da sich der Zwischenraum zwischen den Schilden, der als Durchgang für das Abgas dient, verengt, ist eine Evakuierungsvorrichtung mit hoher Leistung notwendig, um einen hohen Vakuumgrad zu erzeugen.
(iii) Ist ein durch Spritzen oder Auswurf verteiltes Metall erst einmal im Abgasdurchgang zwischen den Schilden abgelagert und sammelt sich dort an, kann die Entfernung des abgelagerten und angesammelten Metalls infolge der komplizierten Struktur nicht problemlos erreicht werden und ist sehr Zeit- und arbeitsaufwendig.
Erfolgt im Verfahren gemäß der Offenbarung der JP-A-61- 37912 das Frischen im Sauerstoffblasverfahren mit hoher Geschwindigkeit, um die Produktivität beim Vakuumfrischen zu steigern, kommt es zu erheblich stärkerem Spritzen, was die folgenden Probleme hervorruft, die anhand von Fig. 35 beschrieben werden.
(i) Obwohl man die Spritzerbildung der Stahlschmelze 71 an sich mildern kann, ist immer noch Staub im Abgas enthalten. Daher wird der Staub allmählich im Evakuierungskanal 76 abgelagert, insbesondere um sein Kanaleinlaßteilstück, und bildet eine Ablagerung 77, die den Durchgang verstopft oder den Luftströmungswiderstand erhöht, was das erreichbare Niveau des Vakuumgrads im Vakuumbehälter 73 senkt.
(ii) Staub wird in einen Gaskühler 78 eingeleitet und beschädigt den Gaskühler. Dadurch fallen Ausrüstungen aus, und Wartungskosten steigen. Ferner bildet sich eine Staubablagerung im Gaskühler 78, die eine erheblich geringere Kühlleistung bewirkt.
(iii) Sobald eine Staubablagerung 77 in einem Evakuierungskanal 76 gebildet ist, backt der Staub fest zusammen und muß manuell entfernt werden. Damit erhöht sich der Aufwand zur Staubentfernung.
Das in der JP-A-61-37812 beschriebene Verfahren ist dahingehend nachteilig, daß z. B. Chromoxid (Cr&sub2;O&sub3;), das beim Entkohlen mit Sauerstoffblasen gebildet wird, aus dem Schnorchel im Vakuumbehälter nach außen fließt, und da Cr&sub2;O&sub3; einen hohen Schmelzpunkt hat, erstarrt Schlacke an der Pfanne, was die Beprobung der Stahlschmelze erschwert, d. h. ein Problem im Betrieb aufwirft. Ein zusätzliches Problem bei diesem Verfahren ist, daß Cr&sub2;O&sub3;, das einmal aus dem Behälter nach außen geflossen ist, nicht zu einer späteren Entkohlungsreaktion beiträgt, wodurch zwangsläufig der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen sinkt.
RH-OB ist weithin als Sauerstoffblasverfahren zum Vakuum-Entkohlen/Frischen bekannt. Bei diesem Verfahrens wird z. B. bei der Endbehandlung von rostfreiem Stahl Aluminium der Stahlschmelze zugegeben, bevor das Entkohlen und Verbrennen mit Sauerstoffblasen unter Verwendung von aufgeblasenem Sauerstoff erfolgt, um die Temperatur der Stahlschmelze zu erhöhen (Aluminiumtemperaturerhöhung oder Temperaturerhöhung durch Aluminium). Erfolgt in diesem Fall die Aluminiumtemperaturerhöhung unter einem hohen Vakuumgrad, wird die Tiefe eines Hohlraums in der Stahlschmelze, der durch einen eingeblasenen Sauerstoffstrahl erzeugt wird (Hohlraumtiefe), groß, was befürchten läßt, daß Steine am Behälterboden durch den eingeblasenen Sauerstoffstrahl beschädigt werden, weshalb es schwierig ist, die Temperaturerhöhung durch Aluminium unter einem hohen Vakuumgrad durchzuführen.
Beim Verfahren zum Vakuumfrischen mit dem Geradrohrschnorchel besteht ein weiterer Nachteil gemäß dem in der JP- A-57-43924 offenbarten Verfahren zur Herstellung eines extrem kohlenstoffarmen und chromreichen Stahls darin, daß das Entkohlen in einer Entgasungsperiode eingeschränkt ist, weil es schwierig ist, die Rührkraft beizubehalten, und gemäß dem in der JP-A-2-305917 offenbarten Vakuumfrischverfahren führt ein Versuch, die Reduktionsgeschwindigkeit in der Entgasungsperiode zu verbessern, zu erheblichem Verschleiß von Feuerfestmaterialien.
Nach dem Entkohlen im Sauerstoffblasverfahren bewirkt ferner das Einleiten von Aluminium als Reduktionsmittel in die Stahlschmelze im Vakuumbehälter, um ein Metall durch Reduktion eines Metalloxids, z. B. Chromoxid, zurückzugewinnen, einen Temperaturanstieg der Stahlschmelze durch Wärme, die durch Aluminothermie erzeugt wird, oder Spritzen (Stoßen) der Stahlschmelze oder Schlacke durch eine Reduktionsreaktion, bei der CO-Gas augenblicklich freigesetzt wird, was zu Schmelzenverlust an Feuerfestmaterialien im Behälter und Ablagerung des Metalls oder der Schlacke führt und damit den Betrieb behindert.
Die US-A-4152140 offenbart eine DH-Vakuumentgasungsanlage, bei der eine Stahlschmelze in das untere Ende des Vakuumbehälters gesaugt wird. Die JP-A-02-77517 offenbart ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Erwärmen eines RH-Vakuumentgasungsgefäßes. Die JP-A-61-37912 offenbart eine Vorrichtung zum Vakuumfrischen, bei der eine Stahlschmelze in das untere Ende des Vakuumbehälters gesaugt wird.

Offenbarung der Erfindung

Eine allgemeine Aufgabe der Erfindung besteht darin, die o. g. Probleme zu lösen, die beim Entkohlen einer Stahlschmelze mit Sauerstoffblasen durch das zuvor beschriebene RH-OB-, VOD- oder ein Frischverfahren unter Verwendung einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen aufgeworfen werden, die einen Vakuumbehälter mit einem einsträngigen Geradrohrschnorchel aufweist.
Eine spezifischere Aufgabe der Erfindung ist, ein Verfahren zum Vakuum-Entkohlen/Frischen einer Stahlschmelze bereitzustellen, das auch dann, wenn die Kohlenstoffkonzentration in der Stahlschmelze in einem hohen Konzentrationsbereich liegt, die Ablagerung von Spritzern auf der Innenwand des Vakuumbehälters, der in die Stahlschmelze eingetauchten Düse und der Aufblaslanze mindern, den Verlust eines Metalls in der Stahlschmelze, z. B. Chromverlust durch Oxidation, verhindern und gleichzeitig das Festkleben zwischen dem Schnorchel und der Pfanne durch die Schlacke reduzieren kann.
Eine weitere Aufgabe der Erfindung besteht darin, eine Einrichtung bereitzustellen, die den Strömungswiderstand eines Abgases in einem Durchgang nicht erhöht, das Oberteil des Vakuumbehälters und die Sauerstofflanze vor Strahlungswärme beim Vakuum-Entkohlen/Frischen abschirmt, den Eintrag von Staub, der durch Spritzen der Stahlschmelze erzeugt wird, in eine Evakuierungsanlage mindert und gleichzeitig Verstopfen der Evakuierungsanlage mit dem Staub verhindert.
Noch eine weitere Aufgabe der Erfindung ist, eine Einrichtung bereitzustellen, die beim Entkohlen mit Sauerstoffblasen in einem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich verhindern kann, daß ein beim Entkohlen mit Sauerstoffblasen erzeugtes Metalloxid aus dem Behälter nach außen fließen kann.
Eine weitere Aufgabe der Erfindung besteht darin, ein Verfahren zum Zugeben von Aluminium bereitzustellen, das beim Erhöhen der Temperatur unter Verwendung von Aluminium die Erzeugung eines anderen Metalloxids als Al&sub2;O&sub3; und die Ablagerung einer großen Menge des Metalls verhindern kann.
Noch eine weitere Aufgabe der Erfindung ist, ein Entgasungsverfahren bereitzustellen, das einen extrem kohlenstoffarmen Stahl rationell erzeugen kann, während es die Bildung eines Metalloxids in der Stahlschmelze verhindert.
Diese verschiedenen Aufgaben der Erfindung lassen sich durch das Verfahren und die Vorrichtung gemäß der nachfolgenden Beschreibung lösen.
Zunächst wird gemäß einem Aspekt der Erfindung ein Frischverfahren bereitgestellt, bei dem eine Stahlschmelze, die in einem Konverter entkohlt wurde, um den Kohhenstoffgehalt auf höchstens 1 Gew.-% zu regulieren (alle nachfolgenden Prozentangaben sind gewichtsbezogen), durch einen Vakuumbehälterschnorchel in einen Vakuumbehälter in einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen vom Geradrohrtyp gegeben wird; und im Vakuumbehälter das Entkohlen/Frischen so durchgeführt wird, daß sich der Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze aufteilt in einen hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, der ein Reaktionsbereich ist, in dem die Entkohlungsreaktionsgeschwindigkeit durch die Zufuhr eines Sauerstoffgases bestimmt wird, das durch eine Aufblaslanze in die Stahlschmelze geblasen wird, und einen niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, der ein Reaktionsbereich ist, in dem die Entkohlungsreaktionsgeschwindigkeit durch Bewegung von Kohlenstoff in der Stahlschmelze bestimmt wird, der Vakuumgrad im Vakuumbehälter für jeden Kohlenstoffkonzentrationsbereich reguliert wird und gleichzeitig der Durchfluß des durch die Aufblaslanze eingeblasenen Sauerstoffgases auf einen Optimalwert (Sauerstoffblasbedingungen) für jeden Kohlenstoffkonzentrationsbereich reguliert wird und zusätzlich der Durchfluß eines Inertgases, das durch eine Düse zugeführt wird, die an einem unteren Abschnitt einer Pfanne der Frischvorrichtung vorgesehen ist, ebenfalls für jeden Bereich reguliert wird.
Dieses Frischverfahren kann den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen erhöhen und zugleich das Auftreten von Spritzen im Schnorchel und das Festkleben von Schlacke im eingetauchten Düsenabschnitt verhindern.
Ferner wird erfindungsgemäß während des Entkohlens mit Sauerstoffblasen, insbesondere beim Durchführen einer Temperaturerhöhung infolge von Aluminiumoxidation (in der nachfolgenden Beschreibung auch als Aluminiumtemperaturerhöhung bezeichnet), der Vakuumgrad im Vakuumbehälter in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung, insbesondere in einer Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen in einem Bereich, in dem die Kohlenstoffkonzentration nicht unter dem kritischen Kohlenstoffkonzentrationsbereich liegt, gemäß den nachfolgenden Bedingungen eng reguliert. Damit läßt sich die durch Spritzen verursachte Ablagerung des Metalls oder die Oxidation des Metalls verhindern.
Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung: G ≤ -20
Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen: -35 ≤ G ≤ -20
G = 5,96 · 10&supmin;³ · T · ln (P/PCO)
wobei PCO = 760 · [10(-13800/T+876)] · [%C]/[%Cr]
P: kleiner als 760;
wobei T: Stahlschmelzentemperatur in K; und
P: Vakuumgrad im Behälter in Torr.
Weist zum Beispiel der Stahl 0,1% Kohlenstoff und 3% Chrom auf, wobei der Rest aus Eisen besteht, und beträgt T 1700ºC, so beträgt PCO 1476 Torr. Um in diesem Fall G auf -20 zu regulieren, kann P auf 270 Torr gehalten werden. Weist andererseits der Stahl 0,1% Kohlenstoff und 12% Chrom auf, wobei der Rest aus Eisen besteht, und beträgt T 1700ºC, beträgt PCO 370 Torr. Um in diesem Fall G auf -20 zu regulieren, kann P auf 67 Torr gehalten werden.
Das Einleiten von Aluminium und Branntkalk in einer Menge vom 0,8 bis 4,0-fachen der Menge (kg) von Aluminium, das in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung zugegeben wird, und das zusätzliche Einleiten einer Schlackenkomponente, z. B. Branntkalk, in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen in einem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, um die Schlackendicke auf 100 bis 1000 mm zu halten, sind beim Verhindern von Spritzen und beim Beschleunigen der Schlackenerweichung auch wirksam.
Ferner kann das Regulieren der Eintauchtiefe des Schnorchels in die Stahlschmelze in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und das Regulieren der Eintauchtiefe des Schnorchels in die Stahlschmelze in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen auf 200 bis 400 mm bzw. 500 bis 700 mm die Reduktion eines Metalloxids (z. B. Cr&sub2;O&sub3; beim Frischen von rostfreiem Stahl) durch eine Reaktion mit im Stahl enthaltenem Kohlenstoff beschleunigen, wodurch der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf einem hohen Niveau gehalten werden kann.
Erfindungsgemäß erfolgt nach dem Entkohlen mit Sauerstoffblasen ein Entgasen unter reduziertem Druck. In diesem Fall wird ein Inertgas aus der unteren Position der Pfanne in die Stahlschmelze, deren Kohlenstoffkonzentration auf etwa 0,01% durch das Entkohlen mit Sauerstoffblasen gebracht wurde, in einer solchen Atmosphäre eingespritzt, daß der Vakuumgrad im Schnorchel im Bereich von 10 bis 100 Torr liegt, um den durch die nachfolgende Gleichung definierten K-Wert in den Bereich von 0,5 bis 3,5 zu bringen, wodurch die Stahlschmelze gerührt wird.
K = log{S·Hv·Q/P}
wobei K: Rührintensität an der aktivierten Oberfläche;
S: aktivierte Oberflächengröße (Säulenaugenfläche) in m²;
Hv: Tiefe des eingespritzten Inertgases in m;
Q: Durchfluß des eingespritzten Inertgases in Nl/min/Tonne Stahl; und
P: Vakuumgrad im Behälter in Torr.
Die Entgasungsbehandlung kann die Erneuerung der Grenzfläche an einer aktivierten Oberfläche aufrechterhalten, die im wesentlichen eine Gas/Metall-Reaktionsgrenzfläche ist, wodurch eine hochreine Stahlschmelze mit einer erreichten Kohlenstoffkonzentration von höchstens 10 ppm wirksam erzeugt werden kann.
Ist ein Einleiten von Aluminium zur Reduktion nach der Entgasungsbehandlung notwendig, um ein beim Sauerstoffblasen erzeugtes Metalloxid (z. B. Cr&sub2;O&sub3; beim Frischen von rostfreiem. Stahl) zu reduzieren und so das Metall zurückzugewinnen, wird ein Inertgas zum Rühren in die Stahlschmelze im Durchflußbereich von 0,1 bis 3,0 Nl/min/Tonne Stahl (bezogen auf den Durchfluß je Tonne der zu frischenden Stahlschmelze; im folgenden als "Nl/min/t" bezeichnet) in einer Atmosphäre mit einem niedrigen Vakuumgrad von höchstens 400 Torr eingespritzt, oder alternativ ist der Einsatz eines Verfahrens möglich, bei dem unmittelbar nach der Entgasungsbehandlung der Druck zum atmosphärischen Druck zurückgeführt, der Vakuumbehälter angehoben und gleichzeitig mit dem Anheben des Behälters Aluminium zur Reduktion in die Stahlschmelze eingeleitet wird sowie ein Inertgas zum Rühren in die Stahlschmelze mit einem Durchfluß von 0,1 bis 3,0 Nl/min/t während der Einleitung von Aluminium zur Reduktion und mit einem Durchfluß von 5 bis 10 Nl/min/t nach der Einleitung von Aluminium zur Reduktion eingespritzt wird. Das Einspritzen des Inertgases durch dieses Verfahren kann einen schnellen Temperaturanstieg der Stahlschmelze oder Stoßen der Stahlschmelze verhindern und zugleich die Stickstoffaufnahme in der Reduktionsperiode verhindern.
Die Erfindung stellt eine Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen bereit, die die Ablagerung von durch Spritzen oder Stoßen erzeugten Spritzern (Tröpfchen) oder Staub, der durch Erstarren der Spritzer auf der Innenwand des Vakuumbehälters und dem in die Stahlschmelze eingetauchten Schnorchel gebildet ist, verhindern kann, wobei es sich hierbei um ein durch die Erfindung zu lösendes Hauptproblem handelt. Die Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen hat den folgenden Aufbau.
Vorgesehen ist mindestens ein Brenner an der Seitenwand in einem oberen Behälter in der Umgebung des Dachs des Vakuumbehälters, und ein Raum mit einem größeren Innendurchmesser als der Innendurchmesser des Schnorchels ist in einem unteren Behälter im Vakuumbehälter vorgesehen. Zusätzlich ist ein Schildteilstück bzw. Schildabschnitt, das bzw. der in seiner Mitte einen Raum mit einem Innendurchmesser hat, der kleiner als jeder Behälter und größer als der Außendurchmesser der Aufblaslanze ist, zwischen dem unteren Behälter und dem oberen Behälter an einer Position, die genügend Strahlungswärme empfängt, um das abgelagerte Metall zu schmelzen, einstückig mit der Seitenwand des Vakuumbehälters vorgesehen.
Durch den Vakuumbehälter mit diesem Aufbau läßt sich der Einfluß einer hohen Temperatur um eine Überhitzungszone, die durch das Einblasen von Sauerstoff durch die Aufblaslanze und die Entkohlungsreaktion erzeugt wird, auf die Feuerfestmaterialien in der Seitenwand des unteren Behälters verhindern, und zugleich kann so das auf dem Schildteilstück abgelagerte Metall durch Strahlungswärme erschmolzen werden. Ferner wird Staub, der durch Spritzer gebildet ist, die zum oberen Behälter aufgestiegen sind, ohne auf dem Schildteilstück abgelagert zu werden, und der sich in der Umgebung des Dachs abgelagert hat, durch den Brenner erschmolzen, fließt nach unten und wird entfernt.
Außerdem verfügt der Evakuierungskanal, der zwischen dem Vakuumbehälter und einem Gaskühler zum Abkühlen eines Abgases angeordnet ist, über ein aufsteigend geneigtes Teilstück, das von einem im oberen Behälter des Vakuumbehälters vorgesehenen Kanaleinlaß nach oben geneigt ist, und ein absteigend geneigtes Teilstück, das vom Oberteil des aufsteigend geneigten Teilstück nach unten geneigt ist. Daher werden Spritzer der Stahlschmelze und Staub, die zusammen mit einem Abgas in den Evakuierungskanal eingetreten sind, in einem Staubtopf aufgefangen, der unter dem absteigend geneigten Teilstück vorgesehen ist, ohne im Evakuierungskanal abgelagert zu werden.
Wie zuvor beschrieben wurde, ist eine Hauptaufgabe der Erfindung, den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen zu erhöhen und dabei Spritzen, Stoßen und andere im Verlauf des Frischens erzeugte ungünstige Erscheinungen zu minimieren. Da aber eine Einrichtung vorgesehen ist, die auch bei auftretendem Spritzen oder dergleichen Tröpfchen oder Staub wirksam vermeiden oder entfernen kann, die auf das Spritzen und dergleichen zurückzuführen sind, kann der Vakuumgrad im Vakuumbehälter stets auf einem erwünschten Niveau gehalten werden, was einen stabilen Betrieb realisiert.

Kurze Beschreibung der Zeichnungen

Fig. 1 ist eine erläuternde Ansicht einer Anlage zum Vakuum-Entkohlen/Frischen, die auf ein Verfahren zum Vakuum- Entkohlen/Frischen eines rostfreien Stahls gemäß einer Ausführungsform der Erfindung Anwendung findet;
Fig. 2 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Gesamtgewicht von oxidiertem Chrom (Chromoxidationsverlust) und der Spritzmenge, die in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und der Entkohlungs-/Frischperiode erzeugt wird, sowie dem G-Wert;
Fig. 3 ist ein Diagramm einer Änderung des G-Werts in der Temperaturerhöhungsperiode und der Entkohlungs-/Frischperiode im Hinblick auf die Erfindung im Vergleich mit Vergleichsbeispielen;
Fig. 4 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen WCaO/WAl und dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen;
Fig. 5 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen der Eintauchtiefe des Schnorchels in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen;
Fig. 6 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen der Eintauchtiefe des Schnorchels in der Entkohlungsperiode und dem, Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen;
Fig. 7 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Durchfluß eines Argongases zum Rühren in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen;
Fig. 8 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Durchfluß eines Argongases zum Rühren in der Entkohlungsperiode und dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen;
Fig. 9 ist ein typisches Diagramm der Beziehung zwischen der Kohlenstoffkonzentration in der Stahlschmelze und der Entkohlungsgeschwindigkeit beim Entkohlen/Frischen;
Fig. 10 ist ein typisches Diagramm einer Änderung des Eintauchverhältnisses (h/H) als Funktion der Zeit beim Entkohlen/Frischen;
Fig. 11 ist ein typisches Diagramm einer Änderung des Durchflusses eines Sauerstoffgases als Funktion der Zeit beim Entkohlen/Frischen;
Fig. 12 ist ein typisches Diagramm einer Änderung der Reduzierungsgeschwindigkeit des Durchflusses eines Sauerstoffgases als Funktion der Zeit beim Entkohlen/Frischen;
Fig. 13 ist ein typisches Diagramm einer Änderung des Durchflusses eines Inertgases als Funktion der Zeit beim Entkohlen/Frischen;
Fig. 14 ist ein typisches Diagramm einer Änderung der Eintauchtiefe (h) des Schnorchels als Funktion der Zeit beim Entkohlen/Frischen;
Fig. 15 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und dem Eintauchverhältnis (h/H);
Fig. 16 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und dem Durchfluß eines Inertgases in einem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich;
Fig. 17 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und der Reduzierungsgeschwindigkeit des Durchflusses eines Sauerstoffgases;
Fig. 18 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem K- Wert und der Entkohlungsgeschwindigkeit in der Entkohlungsperiode;
Fig. 19(A) und (B) sind Darstellungen des Schritts der Reduktionsbehandlung beim Endbehandeln eines rostfreien Stahls gemäß einer Ausführungsform der Erfindung (wobei es weder zu Ablagerung noch Erstarrung von Schlacke am Oberteil der Pfannenwand kommt);
Fig. 20(A), (B) und (C) sind Darstellungen des Schritts der Reduktionsbehandlung beim Endbehandeln eines rostfreien Stahls gemäß einer weiteren Ausführungsform der Erfindung (wobei es zu Ablagerung und Erstarrung von Schlacke am Oberteil der Wand der Pfanne kommt);
Fig. 21 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Durchfluß eines Argongases zum Rühren während der Einleitungsperiode von reduzierendem Aluminium und der Rückgewinnung von Chromoxid;
Fig. 22 ist ein Diagramm der Beziehung zwischen dem Durchfluß eines Argongases zum Rühren nach der Einleitungsperiode von reduzierendem Aluminium und der Rückgewinnung von Chromoxid;
Fig. 23 ist eine teilweise Schnittansicht eines Schnorchels für einen Vakuumbehälter, der mit Schlacke beschichtet ist;
Fig. 24 ist eine Seitenschnittansicht einer Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß einer Ausführungsform der Erfindung;
Fig. 25 ist eine teilweise Schnittperspektivansicht der Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen von Fig. 24;
Fig. 26 ist eine Querschnittansicht an der Linie X-X von Fig. 24;
Fig. 27 ist eine Seitenschnittansicht einer Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß einer weiteren Ausführungsform der Erfindung;
Fig. 28 ist eine teilweise Schnittperspektivansicht der Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen von Fig. 27;
Fig. 29 ist eine Querschnittansicht an der Linie Y-Y von Fig. 27;
Fig. 30 ist eine in Draufsicht gezeigte Schnittansicht einer mit Brennern versehenen Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß einer Ausführungsform der Erfindung;
Fig. 31 ist ein typisches Diagramm einer Änderung der Oberflächentemperatur eines Dachs als Funktion der Zeit;
Fig. 32 ist eine teilweise Seitenschnittansicht einer Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß einer Ausführungsform der Erfindung;
Fig. 33 ist eine Draufsicht auf die Vorrichtung zum Vakuumfrischen von Fig. 32;
Fig. 34 ist eine Seitenansicht eines Staubtopfs, der an einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen befestigt ist; und
Fig. 35 ist eine Seitenquerschnittansicht einer herkömmlichen Vorrichtung zum Vakuumfrischen unter Verwendung eines Evakuierungskanals.

Bevorzugte Ausführungsform der Erfindung

Im folgenden wird die bevorzugte Ausführungsform der Erfindung anhand der beigefügten Zeichnungen beschrieben.
Zunächst wird eine Anlage zum Vakuum-Entkohlen/Frischen beschrieben, die zur Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens zum Einsatz kommt.
Gemäß Fig. 1 verfügt eine Anlage 10 zum Vakuum-Entkohlen/Frischen über einen Vakuumbehälter 15 mit einem zylindrischen Feuerfestmaterial; eine Pfanne 13, die eine Stahlschmelze 11 enthält; und eine Evakuierungsvorrichtung 16 zum Evakuieren des Inneren des Vakuumbehälters 15.
Der Vakuumbehälter 15 weist einen unteren Behälter und einen oberen Behälter auf. Der untere Behälter bildet einen in die Stahlschmelze 11 eingetauchten Schnorchel 14, während eine Aufblaslanze 18 zum Einblasen eines Sauerstoffgases in die Stahlschmelze 11 im Dach des oberen Behälter anhebbar vorgesehen ist.
Ferner ist der Vakuumbehälter 15 mit einem Hubantrieb 17 zum senkrechten Bewegen des Vakuumbehälters 15 versehen, und eine Düse (ein poröser Stopfen) 19 zum Einblasen eines Inertgases in die Stahlschmelze ist an einer unteren Position der Pfanne 13, z. B. am Boden, vorgesehen.
Ein Sauerstoffgas-Durchflußsteuerventil 20 zur Durchflußregulierung des durch die Aufblaslanze 18 eingeblasenen Sauerstoffgases ist an der Einlaßseite der Aufblaslanze 18 vorgesehen, und ein Inertgas-Durchflußsteuerventil 21 zur Durchflußregulierung des Inertgases ist an der Einlaßseite einer Saugdüse für Inertgas vorgesehen. Diese Steuerventile zum Regulieren der Durchflüsse des Sauerstoffs und Inertgases werden durch eine Steuerung 23 u. ä. gesteuert.
Ferner ist ein Vakuummesser 22 zum Messen des Vakuumgrads im Vakuumbehälter 15 an einer vorbestimmten Position des Vakuumbehälters 15 oder der Evakuierungsanlage vorgesehen.
Die Anlage zum Vakuum-Entkohlen/Frischen ist so aufgebaut, daß ein Signal, das dem mit dem Vakuummesser 22 gemessenen Vakuumgrad entspricht, ein Signal für die Position des Schnorchels 14 relativ zur Pfanne 13, ein Signal als Anzeige der Kohlenstoffkonzentration in der Stahlschmelze 11 und andere Signale in die Steuerung 23 eingegeben werden und daß gemäß diesen Eingangssignalen und einem später beschriebenen Betriebsverfahren die Steuerung 23 die Evakuierungsvorrichtung 16 und den Hubantrieb 17 so steuert, daß die Evakuierungsvorrichtung 16 und der Hubantrieb 17 jeweilige notwendige Operationen durchführen.
Beim Bestimmen der Kohlenstoffkonzentration in der Stahlschmelze 11 kann die Kohlenstoffkonzentration der Stahlschmelze 11 direkt gemessen oder alternativ durch Berechnung auf der Grundlage der Kohlenstoffkonzentration vor dem Frischen und dem Verlauf einer Konzentrationsänderung eines CO- Gases im Abgas bestimmt werden.
Möglich ist auch der Gebrauch eines Verfahrens, bei dem eine Änderung der Kohlenstoffkonzentration als Funktion der Zeit für jeden Behandlungsschritt vorab bestimmt und die Kohlenstoffkonzentration zu einer festgelegten Zeit anhand der Daten geschätzt wird.
Die Pfanne 13 ist ein nahezu zylindrisches Gefäß für eine Stahlschmelze, das mit einem Feuerfestmaterial ausgekleidet ist, z. B. einem Aluminiumoxid-Siliziumoxid-Feuerfestmaterial.
Gemäß dem Verfahren der Erfindung erfolgt das Entkohlen/Frischen einer Stahlschmelze unter reduziertem Druck mit Hilfe der o. g. Vorrichtung. Bezüglich einer Folge von Schritten, die das Verfahren der Erfindung bilden, wird ein Entkohlungs-/Frischverfahren als Endbehandlungsverfahren eines rostfreien Stahls beispielhaft beschrieben, bei dem das Entkohlen durch Aluminiumtemperaturerhöhung, Entkohlen mit Sauerstoffblasen, Entgasen und optionale Reduktion mit Aluminium erfolgt, um eine Kohlenstoffkonzentration auf einen vorbestimmten Wert zu bringen.
Zunächst werden der Schritt der Aluminiumtemperaturerhöhung und der anschließende Schritt der Entkohlung mit Sauerstoffblasen beschrieben.
Der am unteren Teil des Vakuumbehälters 15 vorgesehene Schnorchel 14 wird z. B. in eine Stahlschmelze 11 mit einer Chromkonzentration von 16% und einer Kohlenstoffkonzentration von 0,7% in der Pfanne 13 eingetaucht. Das Innere des Vakuumbehälters 15 wird mit der Evakuierungsvorrichtung 16 evakuiert, um den Vakuumgrad P im Vakuumbehälter auf einem vorbestimmten Niveau zu halten. Dadurch kann die Stahlschmelze 11 im Schnorchel 14 angesaugt werden, wodurch die Oberfläche der Stahlschmelze durch den Schnorchel 14 aufsteigt, was gemäß Fig. 1 zu einer Änderung der Eintauchtiefe h des Schnorchels 14 und der Tiefe H der Stahlschmelze in der Pfanne 13 führt.
Danach wird Aluminium (Al) zum Vakuumbehälter zugegeben, und ein Sauerstoffstrahl 24 wird eingespritzt und in die Stahlschmelze 11 im Schnorchel 14 durch die Sauerstoffaufblaslanze 18 geblasen, um die Temperaturerhöhung und das Entkohlen/Frischen der Stahlschmelze 11 durchzuführen.
Gemäß dieser Ausführungsform kann man bei der Temperaturerhöhung und beim Entkohlen/Frischen der Stahlschmelze 11, indem man den durch die folgende Gleichung (1) definierten G- Wert auf höchstens -20 in einer Aluminiumverbrennungsperiode in einem Frühstadium (Temperaturerhöhungsperiode) bringt, eine übermäßige Bildung von Chromoxid beim Einblasen von Sauerstoff verhindern.
G = 5,96 · 10&supmin;³ · T · ln(P/PCO) (1)
wobei Pro = 760 · [10(-13800/T+8,76)] · [%C]/[%Cr];
P: kleiner als 760;
wobei T: Stahlschmelzentemperatur in K; und
P: Vakuumgrad im Behälter in Torr.
Beim Vakuum-Entkohlen/Frischen einer rostfreien Stahlschmelze ist es wichtig, den Betrieb so durchzuführen, daß ein bevorzugter Entkohlungsbereich in der Hilty-Gleichgewichtsgleichung gewährleistet ist, die durch die folgende Gleichung (2) dargestellt ist.
log([%Cr]·PCO/[%C]) = -13800/T + 8,76 (2).
Beim Frischen unter reduziertem Druck ist der Partialdruck von CO(PCO) in einer durch den Vakuumgrad im Betrieb dargestellten Atmosphäre ein wichtiger Betriebsfaktor bei der Anwendung von Gleichung (2), und die Stahlschmelzentemperatur (T) ist ein sehr wichtiger Zusatzfaktor. Daher hemmt die Vorabeinleitung von Aluminium o. ä. mit höherer Affinität für Sauerstoff als Chrom und Kohlenstoff, gefolgt von Sauerstoffblasen zum Erhöhen der Stahlschmelzentemperatur durch Nutzung der Oxidationswärme, wirksam die Chromoxidation in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen.
Da aber die Chromoxidation auch bei der Aluminiumtemperaturerhöhung auftritt, ist das Verhindern der Chromoxidation während der Temperaturerhöhungsperiode ein wichtiger Faktor zum Verhindern der Chromoxidation in der gesamten Stufe des Sauerstoffblasens, d. h. zum Reduzieren des Einheitsbedarfs an einem Reduktionsmittel, das nach dem Abschluß des Sauerstoffblasens verwendet wird.
Um daher erfindungsgemäß die Chromoxidation beim Temperaturerhöhen/Entkohlen/Frischen zu verhindern, wird der Vakuumgrad in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung auf einem möglichst hohen Niveau gehalten, um in dieser Periode nur Aluminium zu verbrennen.
Insbesondere wird in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung die Chromoxidation in der Temperaturerhöhungsperiode durch Regulieren des Vakuumgrads im Behälter so verhindert, daß der durch Gleichung (1) definierte G-Wert auf einem Wert von höchstens -20 gehalten wird. Grund dafür ist, daß gemäß einer Vollinie in Fig. 2 das Halten des G-Werts auf einem Wert von höchstens -20 den Chromverlust durch Oxidation reduziert, um die Verbrennung von Aluminium oder Kohlenstoff zu beschleunigen.
In diesem Fall wird vorzugsweise Aluminium zur Temperaturerhöhung in Anteilen beim Temperaturerhöhen/Sauerstoffblasen eingeleitet, da eine Einleitung des Aluminiums auf einmal vor dem Sauerstoffblasen, gefolgt von Temperaturerhöhung beim Sauerstoffblasen mit in der Stahlschmelze gelöstem Aluminium eine ungünstige Erscheinung erzeugt, bei der Aluminium in der Stahlschmelze im Vakuumbehälter während der Temperaturerhöhungsperiode zeitweilig aufgebraucht wird und es in diesem Zustand, auch wenn der G-Wert auf höchstens -20 gebracht ist, häufig zur Oxidation von Chrom kommt.
Der Abstand zwischen der Oberfläche der in den Schnorchel in der Sauerstoffblasperiode eingesaugten Stahlschmelze und dem Dach des Vakuumbehälters, d. h. der Freiraum, beträgt vorzugsweise mindestens 6 m, damit verhindert wird, daß Ausstoß in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und in der anschließenden Entkohlungs-/Frischperiode erzeugte Spritzer das Dach erreichen.
Hierbei bezeichnet "Temperaturerhöhungsperiode" eine Periode zwischen dem Sauerstoffblasbeginn und dem Zeitpunkt, an dem das Sauerstoffblasen zur akkumulierten Sauerstoffmenge übergeht, die durch folgende Gleichung (3) dargestellt ist.
Sauerstoffblasmenge in der Temperaturerhöhungsperiode (Nm³) = Aluminiumzugabemenge (kg) · Aluminiumreinheit · 33,6/54 (3).
In der Entkohlungs-/Frischperiode nach Abschluß der Temperaturerhöhung wird der G-Wert in den Bereich von -35 bis -20 gebracht. Ist wie zuvor beschrieben der Vakuumgrad so, daß der G-Wert -20 übersteigt, was durch die Vollinie in Fig. 2 gezeigt ist, wird die Chromoxidation gefördert. Dagegen führt das Entkohlen mit Sauerstoffblasen unter einem solch hohen Vakuum, daß der G-Wert kleiner als -35 ist, was durch eine Strichlinie in Fig. 2 gezeigt ist, zu Spritzen, wodurch sich der Betriebswirkungsgrad erheblich verschlechtert.
Der G-Wert in jeder der o. g. Perioden wird wie folgt auf einen vorbestimmten Wert reguliert. Der Vakuumgrad P wird mit dem Vakuummesser 22 gemessen. Die Temperatur T der Stahlschmelze wird auf der Grundlage des Temperaturverlaufs für jede Kohlenstoffkonzentration vorab bereitgestellt, die anhand der Temperatur vor der Behandlung vorhergesagt wird. Auf der Grundlage dieser Daten wird der G-Wert in der Steuerung 23 nach Gleichung (1) bestimmt. Der Vakuumgrad P wird auf der Grundlage der Ergebnisse so reguliert, daß der G-Wert in den o. g. Bereich fällt.
Um erfindungsgemäß ferner ein Betriebsproblem zu umgehen, das auf einen Ausfluß von Al&sub2;O&sub3;, erzeugt durch die Aluminiumtemperaturerhöhung, aus dem Behälter nach außen zurückzuführen ist, wird Branntkalk (CaO) in einer Menge eingeleitet, die 0,8 WAl bis 4,0 WAl (kg) entspricht, wobei WAl die Zugabemenge (kg) von Aluminium bei der Temperaturerhöhung darstellt.
Im erfindungsgemäßen Verfahren zum Vakuum-Entkohlen/Frischen sollte die resultierende Schlacke vor dem Entgasen als späteren Schritt aus dem Behälter nach außen abgegeben werden. Fließt durch die Aluminiumtemperaturerhöhung selbst gebildetes Al&sub2;O&sub3; aus dem Behälter nach außen, so erstarrt aber die in der Pfanne schwimmende Schlacke in einem Frühstadium, da Al&sub2;O&sub3; an sich ein Oxid mit einem sehr hohen Schmelzpunkt ist. Dies erschwert die Probenahme aus der Stahlschmelze und führt ferner als Problem dazu, daß der Schnorchel an der Pfanne festklebt.
Um daher die o. g. Betriebsprobleme zu vermeiden, wird CaO in der o. g. Menge in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung zugegeben, um eine Calciumaluminatverbindung (12CaO·7Al&sub2;O&sub3;), eine niedrigschmelzende Verbindung, zu bilden, was den prozentualen Anteil der Flüssigphase der Schlacke verbessert und damit die o. g. Betriebsprobleme vermeidet.
Liegt in diesem Fall die CaO-Zugabemenge unter 0,8 WAl (kg), so ist die erzeugte Calciumaluminatmenge unzureichend, was zur Ausfällung einer großen Menge einer einzelnen Phase aus Al&sub2;O&sub3;, einem hochschmelzenden Oxid, führt, wodurch die Schlacke unbefriedigend schmilzt. Übersteigt dagegen die CaO- Zugabemenge 4,0 WAl (kg), reicht die erzeugte Calciumaluminatmenge nicht aus. In diesem Fall wird aber eine große Menge einer Einzelphase aus CaO, einem hochschmelzenden Oxid, ausgefällt, was die Erstarrung von Schlacke beschleunigt, die ausgeflossen ist. Ferner wird die Schlackenmenge im Schnorchel übermäßig stark erhöht. In der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen als späteren Schritt behindert dies das Eintreffen des eingeblasenen Sauerstoffstrahls auf der Oberfläche der Stahlschmelze, was den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen senkt.
Weiterhin liegt die Tiefe des in die Stahlschmelze im Vakuumbehälter eingetauchten Schnorchels in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung vorzugsweise im Bereich von 200 bis 400 mm, wodurch Al&sub2;O&sub3; und CaO, die durch die Temperaturerhöhung mit Sauerstoffblasen gen gebildet wurden, in der Stahlschmelze im Schnorchel geeignet miteinander in Kontakt gebracht werden, um die Bildung einer Calciumaluminatverbindung zu beschleunigen. Liegt die Eintauchtiefe unter 200 mm, ist gemäß Fig. 5 die Kontaktzeit zwischen Al&sub2;O&sub3; und CaO in der Stahlschmelze im Schnorchel so kurz, daß Al&sub2;O&sub3; und CaO vor Bildung der Calciumaluminatverbindung aus der Anlage abgegeben werden. Dadurch erstarrt die Schlacke an der Pfanne, was die Beprobung der Stahlschmelze erschwert und andere Probleme aufwirft. Übersteigt dagegen die Eintauchtiefe 400 mm, wird die Verweilzeit der Calciumaluminatverbindung im Schnorchel lang, wodurch sich der Schmelzenverlust des Feuerfestmaterials im eingetauchten Abschnitt beschleunigt. Dies erzeugt ferner eine übermäßig große Restschlackenmenge im eingetauchten Abschnitt in der späteren Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen, was das Eintreffen des eingeblasenen Sauerstoffstrahls an der Stahlschmelze behindert, wodurch der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen beeinträchtigt ist.
Um in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen nach der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung das Auftreten einer großen Spritzmenge zu verhindern und dabei den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf hohem Niveau zu halten, wird der G-Wert vorzugsweise in den Bereich von -35 bis -20 in einem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich gebracht, in dem die Kohlenstoffkonzentration die kritische Kohlenstoffkonzentration (0,1 bis 0,3 Gew.-%) ist oder darüber liegt und zugleich die folgenden Forderungen erfüllt sind.
(i) Die aktivierte Oberfläche wird so reguliert, daß sie mindestens 10% der gesamten Oberflächengröße der Stahlschmelze und mindestens 100% einer durch einen Sauerstoffgasstrahl angeblasenen Oberfläche, d. h. eine Projektionsfläche des Sauerstoffgasstrahls, ausmacht.
(ii) Im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, in dem die Kohlenstoffkonzentration mindestens die kritische Kohlenstoffkonzentration ist, wird die Eintauchtiefe des Schnorchels in die Stahlschmelze in der Bereich von 500 bis 700 mm gebracht, und gleichzeitig wird der Durchfluß eines Inertgases zum Rühren, das durch den unteren Abschnitt der Pfanne eingespritzt wird, im Bereich von 0,3 bis 10 Nl/min/t, vorzugsweise 0,3 bis 4 Nl/min/t gehalten, während Sauerstoffgas mit einem Durchfluß von 3 bis 25 Nm³/h/t auf die Stahlschmelze durch eine Sauerstoffblaslanze geblasen wird, die im Dach des Vakuumbehälters vorgesehen ist.
(iii) Im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich wird Branntkalk o. ä. auf einmal oder anteilig zugegeben, um die Schlackendicke auf der Oberfläche der Stahlschmelze im Schnorchel auf 100 bis 1000 mm bezogen auf die Dicke in einem stationären Zustand zu regulieren.
(iv) In einem anschließend gebildeten niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, in dem die Kohlenstoffkonzentration im Bereich von 0,1-0,3 Gew.-% bis 0,01 Gew.-% liegt, wird der Vakuumgrad im Behälter kontinuierlich zu einem hohen Vakuumgrad verschoben, und gleichzeitig wird der Durchfluß des Sauerstoffgases auf einen Bereich von 0,5 bis 12,5 Nm³/h/t/min reduziert. Zugleich wird der Durchfluß des Inertgases in einen Bereich von 0,3 bis 10 Nl/min/t, vorzugsweise 5 bis 10 Nl/min/t gebracht, und die Eintauchtiefe des Schnorchels wird im vorbestimmten Bereich erhöht und/oder verringert.
Bekanntlich werden unabhängig davon, ob das Entkohlen/Frischen der Stahlschmelze mit Sauerstoffblasen unter atmosphärischem Druck oder im Vakuum durchgeführt wird, in einem Stahlbad enthaltene metallische Elemente (Eisen, Chrom u. ä.) mit in das Bad zugeführtem Sauerstoff zu Metalloxiden (z. B. FeO und Cr&sub2;O&sub3;) oxidiert und danach mit in der Stahlschmelze enthaltenem Kohlenstoff reduziert, damit das Entkohlen ablaufen kann.
In diesem Zusammenhang setzt sich beim mit Sauerstoffblasen durchgeführten Entkohlen/Frischen einer chromhaltigen Stahlschmelze, für die typischerweise eine rostfreie Stahlschmelze steht, das Metalloxid hauptsächlich aus Chromoxid (Cr&sub2;O&sub3;) zusammen. Da Cr&sub2;O&sub3; ein hochschmelzendes Oxid ist, führt das Vorhandensein von Cr&sub2;O&sub3; zu einem erheblich geringeren prozentualen Anteil von Flüssigphase der Schlacke. Wird im Verfahren zum Vakuum-Entkohlen/Frischen einer Stahlschmelze mit Sauerstoffblasen, bei dem der untere Teil eines einsträngigen, geradrohrigen zylindrischen Vakuumbehälters in die Stahlschmelze gemäß der Festlegung in der Erfindung eingetaucht und das Innere des Vakuumbehälters dann evakuiert wird, um das Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen durchzuführen, im Schnorchel gebildetes Cr&sub2;O&sub3; aus dem Schnorchel in einem Frühstadium in einem solchen Zustand abgegeben, daß die Reduktion von Cr&sub2;O&sub3; mit in der Stahlschmelze enthaltenem Kohlenstoff unbefriedigend ist, findet die Reduktion von Cr&sub2;O&sub3; mit in der Stahlschmelze enthaltenem Kohlenstoff nicht statt, da sich die Schlacke an der Pfanne in einem stationären Zustand befindet. Dies führt zu Oxldationsverlust einer großen Chrommenge. Außerdem wird die Schlacke an der Pfanne sehr reich an Cr&sub2;O&sub3;, und auch bei Bildung des Calciumaluminats schreitet die Erstarrung der Schlacke auf der Stahlschmelzenoberfläche in der Pfanne stark fort. Dies beeinträchtigt die Betriebsfähigkeit und erschwert z. B. die Probenahme aus der Stahlschmelze.
Deshalb ist eine Maximierung der Kontaktmöglichkeit eines durch Sauerstoffblasen erzeugten Metalloxids (in der Erfindung wird das Metalloxid im folgenden als Cr&sub2;C&sub3; beschrieben, indem das mit Sauerstoffblasen durchgeführte Entkohlen/Frischen eines rostfreien Stahls als Beispiel genutzt wird) mit in der Stahlschmelze enthaltenem Kohlenstoff im Schnorchel des Vakuumbehälters, um die Reduktionsreaktion im Schnorchel zu beschleunigen, unter dem Aspekt wichtig, den Oxidationsverlust von Chrom in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen zu verhindern und das Entkohlen mit Sauerstoffblasen rationell durchzuführen, während der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf einem hohen Niveau gehalten wird.
Dazu lautet eine Forderung erfindungsgemäß, die aktivierte Oberfläche in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen in einem Anteil von mindestens 10% der Gesamtoberflächengröße der Stahlschmelze und mindestens 100% der durch den Sauerstoffgasstrahl angeblasenen Oberfläche auszubilden.
Grund dafür ist, daß die Cr&sub2;O&sub3;-Bildung an der aktivierten Oberfläche, bei der es sich um die aktivste Reaktionsstelle auf der Stahlschmelzenoberfläche handelt, die Größe von Cr&sub2;O&sub3;-Teilchen verringert, um die Flächengröße der Kontaktgrenzfläche der Cr&sub2;O&sub3;-Teilchen und des in der Stahlschmelze enthaltenen Kohlenstoffs zu vergrößern. Ist die aktivierte Oberfläche in einem Anteil unter 10% auf der Grundlage der gesamten Oberflächengröße der Stahlschmelze gebildet, schreitet die Verkleinerung der Cr&sub2;O&sub3;-Teilchen von sich aus nicht fort. In diesem Fall bleibt das Cr&sub2;O&sub3; als grobe Teilchen zurück. Ohne mit Kohlenstoff in der Stahlschmelze im Schnorchel befriedigend zu reagieren, wird also Cr&sub2;O&sub3; aus dem Behälter nach außen abgegeben, was Probleme von erhöhtem Chromverlust und beeinträchtigter Betriebsfähigkeit aufwirft. Ist gleichermaßen die aktivierte Oberfläche in einem Anteil unter 100% bezogen auf die mit Sauerstoff angeblasene Oberfläche gebildet, entsteht ein Problem im Zusammenhang mit einer Vergröberung der resultierenden Cr&sub2;O&sub3;-Teilchen.
Ferner wurde in der Erfindung der Kohlenstoffgehalt der zu entkohlenden/frischenden Stahlschmelze in einen hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich und einen niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unterteilt, wobei die kritische Kohlenstoffkonzentration als Grenze zwischen dem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich und dem niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich dient, und für jeden Bereich wurden der Optimaldurchfluß eines Sauerstoffgases (Sauerstoffblasdurchfluß), die Reduzierungsgeschwindigkeit des Durchflusses des Sauerstoffgases, der Durchfluß eines Inertgases zum Rühren, der Vakuumgrad im Vakuumbehälter, die Eintauchtiefe (Eintauchverhältnis) des Schnorchels u. ä. untersucht.
Gemäß Fig. 9 unterteilt sich die Reaktion zum Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen allgemein in einen hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, der ein Reaktionsbereich ist, in dem die Entkohlungsgeschwindigkeit (-d[C]/dt) durch die Zufuhrgeschwindigkeit des Sauerstoffgases bestimmt ist (ein durch die Sauerstoffzufuhr bestimmter Bereich), und einen niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, der ein Reaktionsbereich ist, in dem die Entkohlungsgeschwindigkeit durch die Bewegungsgeschwindigkeit von Kohlenstoff in der Stahlschmelze bestimmt ist (ein durch die Kohlenstoffbewegung im Stahl bestimmter Bereich).
Beim Entkohlen/Frischen der rostfreien Stahlschmelze mit Sauerstoffblasen im Vakuum liegt die kritische Kohlenstoffkonzentration ([%C]*), bei der ein Bereichswechsel vom Bereich, der durch die Sauerstoffzfuhr bestimmt ist, zum Bereich erfolgt, der durch die Kohlenstoffbewegung im Stahl bestimmt ist, etwa im Bereich von 0,1 bis 0,3 Gew.-%, obwohl die kritische Kohlenstoffkonzentration je nach Chromgehalt und Betriebsbedingungen etwas variiert.
In der Erfindung ist der Sauerstoffgasdurchfluß im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich auf 3 bis 25 Nm³/h/t begrenzt. Dafür gibt es folgenden Grund: Liegt der Durchfluß des Sauerstoffgases im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unter 3 Nm³/h/t, sinkt die Entkohlungsgeschwindigkeit der Stahlschmelze leicht, wodurch die Frischzeit verlängert werden muß, was die Produktivität senkt.
Übersteigt dagegen der Durchfluß des Sauerstoffgases 25 Nm³/h/t, nimmt die Geschwindigkeit der Erzeugung von CO- Gas in der Entkohlungsreaktion übermäßig zu, wodurch starkes Spritzen auftritt. Dadurch kommt nachteilig eine negative Wirkung zustande, z. B. gesenkte Ausbeute, und erhöhter Chromverlust, darauf zurückzuführen, daß die Erzeugungsgeschwindigkeit des Metalloxids relativ zur Zufuhr von Kohlenstoff in der Stahlschmelze, der als reduzierendes Material dienen sollte, in den Schnorchel zu hoch ist.
Liegt der Durchfluß des Intergases zum Rühren im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unter 0,3 Nl/min/t, ist die Zirkulation zwischen der Stahlschmelze im Schnorchel und der Stahlschmelze in der Pfanne beeinträchtigt, was zu verringerter Mischleistung führt, die den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen senkt und den Chromverlust erhöht.
Übersteigt dagegen der Durchfluß des Inertgases zum Rühren 10 Nl/min/t, kommt es nachteilig zu einem Problem im Zusammenhang mit dem Ausfluß in einer Frühphase der Metalloxiderzeugung im Schnorchel aus dem Behälter nach außen oder mit einer erheblichen Beschleunigung der Schäden an den Schnorchel bildenden Feuerfestmaterialien. In diesem Fall beträgt die Obergrenze für den Durchfluß des Inertgases zum Rühren vorzugsweise 4,0 Nl/min/t.
Erfolgt das Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen im Vakuum, wird auftretendes Spritzen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich zum schwerwiegendsten Problem beim Stabilisieren des Betriebs. Der hohe Kohlenstoffkonzentrationsbereich entspricht der sogenannten "aktivsten Entkohlungsperiode". In dieser Periode ist die Entwicklung des CO-Gases am aktivsten, wodurch Spritzen zustande kommt. Um daher Spritzen zu verhindern und das Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen durchzuführen, ohne erhebliche Ablagerung des Metalls zu verursachen, ist das Verhindern von Spritzen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich sehr wichtig.
Erfindungsgemäß wird in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich Branntkalk o. ä. auf einmal oder in Anteilen zum Behälter zugegeben, und das Entkohlen mit Sauerstoffblasen erfolgt in einem solchen Zustand, daß Schlacke mit einer Dicke von 100 bis 1000 mm bezogen auf die Dicke in einem stationären Zustand auf der Oberfläche der Stahlschmelze im Schnorchel gehalten wird.
Bekanntlich wird Spritzen, zu dem es beim Entkohlen mit Sauerstoffblasen kommt, durch Rückprall eines aufgeblasenen Strahls und durch Zerplatzen von CO-Gasblasen erzeugt, die in der Stahlschmelze auf der Oberfläche der Stahlschmelze gebildet werden (Blasenplatzen). Die erreichbare Spritzhöhe richtet sich nach der Anfangsgeschwindigkeit bei der Spritzerbildung (Anfangsgeschwindigkeit) und der CO-Gasentwicklungsgeschwindigkeit (d. h. dem Durchfluß des Abgases). Daher ist das Senken der Sauerstoffblasgeschwindigkeit an sich wirksam beim Verringern der erreichbaren Spritzhöhe. Das Senken der Sauerstoffblasgeschwindigkeit führt direkt zu verringerter Durchsatzgeschwindigkeit. Somit kann dieser Weg aus Sicht der Wahrung der hohen Produktivität kein brauchbarer Weg sein. Somit ist die Verringerung der Anfangsgeschwindigkeit unmittelbar nach Spritzerbildung wichtig, um die erreichbare Höhe und Spritzweite von Spritzern zu senken und dabei die hohe Produktivität zu wahren.
Um in der Erfindung die Anfangsgeschwindigkeit unmittelbar nach der Bildung von Spritzern zu senken, wird ferner eine geeignete Schlackenschicht auf der Oberfläche der Stahlschmelze gebildet. Dringen Spritzerteilchen in die Schlackenschicht ein, so verringert die Schlackenschicht die Energie der Spritzerteilchen, was das späcere Spritzverhalten erheblich abschwächt.
Hierbei beträgt die Dicke der auf der Stahlschmelze im Vakuumbehälter zu haltenden Schlackenschicht Vorzugsweise 100 bis 1000 mm bezogen auf die Dicke in einem stationären Zustand auf der Oberfläche der Stahlschmelze im Schnorchel. Liegt die Dicke der Schlackenschicht unter 100 mm, ist der Energieverlust der Spritzer klein, was es unmöglich macht, das spätere Spritzverhalten abzuschwächen. Übersteigt dagegen die Dicke 1000 mm, ist das Eintreffen des von oben eingeblasenen Sauerstoffstrahls auf der eigentlichen Stahlschmelzenoberfläche behindert, was den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen senkt.
Die Zusammensetzung der auf der Oberfläche der Stahlschmelze anzusammelnden Schlacke kann durch Einarbeiten eines Schlackenmaterials, z. B. Branntkalk, auf einmal oder in Anteilen in den Vakuumbehälter im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich erfolgen, in dem Spritzerteilchen in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen am aktivsten erzeugt werden und die Kohlenstoffkonzentration mindestens die kritische Kohlenstoffkonzentration ist. In diesem Fall ist die Zusammensetzung vorzugsweise so, daß (%CaO)/(%SiO&sub2;) = 1,0 bis 4,0, (%Al&sub2;O&sub3;) = 5 bis 30% und (%Cr&sub2;O&sub3;) ≤ 40% ist. Diese Zusammensetzung kann die den Schnorchel bildenden Feuerfestmaterialien schützen und die Erstarrung der Abdeckschlacke verhindern. Ist die Schlacke zum Abdecken der Spritzer im Vakuumbehälter erstarrt, verringert sich die durch die Schlacke erreichte Wirkung zur Spritzerverhinderung stark. Ferner beschleunigt sich in diesem Fall beschreibungsgemäß die Erstarrung der Schlacke in der Pfanne in einem Frühstadium beim Ausfließen aus dem Behälter. Liegt speziell (%CaO)/(%SiO&sub2;) unter 1,0, läßt sich der Effekt zur Spritzverhinderung erreichen. In diesem Fall ist aber der Schmelzenverlust an Feuerfestmaterialien signifikant. Übersteigt dagegen (%CaO)/(%SiO&sub2;) 4, erstarrt die Schlacke, auch wenn die anderen Bestandteile der Schlacke in die o. g. jeweiliger. Bereiche fallen. Dadurch geht der Spritzerabdeckeffekt verloren, wodurch eine große Menge des Metalls abgelagert wird. Liegt gleichermaßen die Konzentration von (%Al&sub2;O&sub3;) unter 5%, wird wegen der Erstarrung der Schlacke eine große Spritzmenge unvorteilhaft erzeugt. Übersteigt andererseits die Konzentration 30%, ist der Schmelzenverlust der Feuerfestmaterialien erheblich. Ferner ist bei der Herstellung eines rostfreien Stahls o. ä. durch das Schmelzenverfahren eine Konzentration von Cr&sub2;O&sub3; in der Schlacke über 40% aus Sicht der Schlackenerstarrung ungünstig.
Die erfindungsgemäßen Sauerstoffblasbedingungen sind durch die Reduzierungsgeschwindigkeit des Durchflusses des Sauerstoffgases (Sauerstoffblasgeschwindigkeit) im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich gekennzeichnet. Im Stand der Technik wurde die Reduzierungsgeschwindigkeit in diesem Bereich nicht vollständig berücksichtigt. Bringt man erfindungsgemäß und gemäß Fig. 17 die Reduzierungsgeschwindigkeit in den Bereich von 0,5 bis 12,5 Nm³/h/t/min. wird ein sehr effektiver Betrieb realisiert.
Liegt die Reduzierungsgeschwindigkeit des Durchflusses des Sauerstoffgases im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unter 0,5 Nm³/h/t/min. ist die Verringerung der CO-Gasentwicklung so gering, daß die erzeugte Spritzmenge übermäßig hoch ist. Außerdem erhöht sich die oxidierte Chrommenge, die auf übermäßige Zufuhr des Sauerstoffgases zurückzuführen ist.
Übersteigt andererseits die Reduzierungsgeschwindigkeit 12,5 Nm³/h/t/min. wird der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich gesenkt. Außerdem erfordert in diesem Fall die übermäßig schnelle Senkung des Sauerstoffgasdurchflusses eine Verlängerung der Sauerstoffblaszeit mit einem geringen Durchfluß. Dadurch erstoffblaszeit mit einem geringe Durchfluß. Dadurch fällt wahrscheinlich die Produktivität, was nachteilig ist.
Da im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich die Entwicklungsgeschwindigkeit des OD-Gases allmählich gesenkt wird, ist auftretendes Spritzen an sich verringert und wirft kein erhebliches Problem im Zusammenhang mit der Stabilisierung des Betriebs auf. Da zudem, wie oben beschrieben, die Entkohlungsreaktion im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich in einem "durch die Kohlenstoffbewegung im Stahl bestimmten Bereich" stattfindet, sollte der Massentransport des Kohlenstoffs in der Stahlschmelze über den Massentransport im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich hinaus beschleunigt sein, um den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf einem hohen Niveau zu halten. Um ferner ein Entgasen als späteren Schritt wirksam durchzuführen, sollte die Abdeckschlacke im Schnorchel, die zur Spritzverhinderung im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich zum Einsatz kommt, in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich möglichst weitgehend aus dem Behälter abgegeben sein.
In der Erfindung wird neben einem kontinuierlichen Abfall des Sauerstoffgasdurchflusses der Durchfluß des Inertgases zum Rühren in einen Bereich von 0,3 bis 10 Nl/min/t, vorzugsweise 5 bis 10 Nl/min/t im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich gebracht, und die Eintauchtiefe des Schnorchels wird in einem vorbestimmten Bereich erhöht und/oder verringert.
Dies geschieht aus Sicht einer aktiveren Zufuhr von Kohlenstoff, der in der Stahlschmelze enthalten ist, zum Metalloxid (Cr&sub2;O&sub3;), das durch Sauerstoffblasen erzeugt wird, um die Entkohlungsreaktion wirksamer durchzuführen, und zusätzlich zur Beschleunigung der Schlackenabgabe. Liegt der Durchfluß des Inertgases zum Rühren im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unter 0,3 Nl/min/t, kommt es zu den folgenden Problemen. Insbesondere ist hierbei die Rührkraft unzureichend, was zu unbefriedigender Zufuhr von Kohlenstoff zu im Behälter erzeugtem Cr&sub2;O&sub3; führt, was wiederum einen gesenkten Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und erhöhten Chromverlust mit sich bringt. Außerdem ist in diesem Fall die Schlackenabgabe nachteilig ungenügend, wodurch sich der Reaktionswirkungsgrad im späteren Entgasungsschritt verringert.
Wird dagegen das Inertgas mit einem Durchfluß zugeführt, der 10 Nl/min/t übersteigt, verbessert sich der Effekt der Kohlenstoffzufuhr in den Behälter nicht. Dadurch wird ein Angriff durch das Gas nachteilig schwerer, was Beschädigungen an den Schnorchel bildenden Feuerfestmaterialien beschleunigt.
Auch bei Regulierung der Zusammensetzung der Schlacke in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich wird die Schlacke, die im Lauf der Einblaszeit aus dem Behälter abgegeben wird und auf der Pfanne schwimmt, bei Kontakt mit der Luft teilweise abgekühlt und verfestigt.
In einigen Fällen klebt dadurch der Schnorchel teilweise an der Pfanne fest. Um in der Erfindung diese ungünstige Erscheinung zu vermeiden, wird die Eintauchtiefe des Schnorchels im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich in einem vorbestimmten Bereich verringert und/oder erhöht. Damit schwankt die Oberfläche der Stahlschmelze in der Pfanne, und die Wärmeübertragung aus der Stahlschmelze zur Schlacke an der Pfanne wird beschleunigt, wodurch die Schlacke wieder schmilzt, was die Probenahme aus der Stahlschmelze erleichtert und zudem vollständig verhindert, daß Schnorchel und Pfanne, aneinander festkleben. Das Variieren der Eintauchtiefe des Schnorchels kann in einem Bereich von 0,1 bis 0,6 bezogen auf h/H halbkontinuierlich durchgeführt werden, wobei h die Eintauchtiefe des Schnorchels und H die Stahlschmelzentiefe in der Pfanne darstellt. Vorzugsweise erfolgt das Variieren der Eintauchtiefe des Schnorchels aber nur durch Verringern der Eintauchtiefe zwecks Förderung der Zirkulation der Stahlschmelze und Abgabe der Schlacke in einem früheren Stadium. Liegt in diesem Fall der h/H-Wert unter 0,1, wird die Abgabe der Schlacke erheblich gefördert. Damit wird aber Cr&sub2;O&sub3;, das durch Sauerstoffblasen erzeugt wird, vor der Reduktion von Cr&sub2;O&sub3; mit in der Stahlschmelze enthaltenem Kohlenstoff gleichzeitig aus dem Behälter abgegeben, was zu erhöhtem Chromverlust führt. Übersteigt dagegen der h/H-Wert 0,6, wird die Zirkulation zwischen der Stahlschmelze im Schnorchel und der Stahlschmelze in der Pfanne unbefriedigend. Ungünstig führt dies zu erhöhtem Chromverlust und beeinträchtigter Abgabe der Schlacke.
Als nächstes wird das Verfahren zum Vakuum-Entkohlen/- Frischen auf der Grundlage der o. g. verschiedenen Bedingungen anhand von Fig. 1 und Fig. 10 bis 14 näher beschrieben.
Im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich erfolgt das Entkohlen/Frischen so, daß das Steuerventil 20 für den Durchfluß des Sauerstoffgases, das Steuerventil 21 für den Durchfluß des Inertgases, die Hubvorrichtung 17 und die Evakuierungsvorrichtung 16 so gesteuert werden, daß der Durchfluß (Q) des Sauerstoffgases auf 3 bis 25 Nm³/h/t, der Durchfluß (N) des Inertgases auf 0,3 bis 4,0 Nl/min/t und das Eintauchverhältnis (h/H) auf 0,1 bis 0,6 gemäß Fig. 11, 13 bzw. 10 durch den Betrieb der Steuerung 213 oder durch die Betätigungen eines Bedieners gehalten werden, während eine Änderung der Kohlenstoffkonzentration in der Stahlschmelze 11 innerhalb des Schnorchels 14 im Vakuumbehälter überwacht oder geschätzt wird.
Im anschließenden niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich wird das Entkohlen/Frischen so fortgesetzt, daß gemäß Fig. 10 bis 14 der Durchfluß (Q) des Sauerstoffgases mit einer Reduzierungsgeschwindigkeit von 0,5 bis 12,5 Nm³/h/t/min durch Regulieren des Durchflußsteuerventils 20 für das Sauerstoffgas verringert und zusätzlich gemäß Fig. 16 die Eintauchtiefe (h) des Schnorchels in der Stahlschmelze 11 in einem vorbestimmten Bereich durch Betätigen der Hubvorrichtung 17 reduziert wird.
Die Reduzierungsgeschwindigkeit des Sauerstoffgasdurchflusses (Q) ist die Größe des Gefälles des Sauerstoffgasdurchflusses (Q) als Funktion der Zeit, d. h. die Differenzierzeit des Sauerstoffgasdurchflusses (Q), und wird in Nm³/h/t/min ausgedrückt.
Somit werden gemäß dieser Ausführungsform beim Entkohlen/Frischen der chromhaltigen Stahlschmelze 11 der Durchfluß (Q) des Sauerstoffgases, der Durchfluß (N) des Inertgases, der Vakuumgrad (P) (Regulierung auf Grundlage des G-Werts), das Eintauchverhältnis (h/H), die Eintauchtiefe (h) des Schnorchels in der Stahlschmelze 11, die Dicke der Schlacke mit einer regulierten Zusammensetzung u. ä. auf jeweilige vorbestimmte Werte reguliert, wodurch gleichzeitig die nachfolgenden Aufgaben (i) bis (iii) gelöst werden.
(i) Verhinderung von Spritzen auch im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unter Aufrechterhaltung des Sauerstoffwirkungsgrads beim Entkohlen auf einem hohen Niveau.
Lösen läßt sich die Aufgabe, indem der Sauerstoffgasdurchfluß, der Inertgasdurchfluß, der Vakuumgrad und die Schlackendicke in jeweiligen richtigen Bereichen gehalten werden.
(ii) Verhinderung von Chromverlust
Zu Chromverlust kommt es, weil die in der Stahlschmelze 11 enthaltene Chromkomponente, die auf der Stahlschmelzenoberfläche im Schnorchel 14 oxidiert wird, durch das untere Ende des Schnorchels 14 aus dem Behälter nach außen abgegeben wird und zwischen der Wand des Schnorchels 14 und der Innenwand der Pfanne 13 schwimmt. Hält man daher die Eintauchtiefe, den Inertgasdurchfluß, den Oxidationsgasdurchfluß u. ä. in einem vorbestimmten Bereich im Ausgleich, kann der Konvektionszustand der Chromkomponente (Chromoxid) in der Stahlschmelze 11 im Schnorchel 14 ordnungsgemäß gewahrt bleiben. Dadurch wird Chromoxid mit Kohlenstoff im Stahl innerhalb des Schnorchels 14 wirksam reduziert, was die Abwanderung der Chromkomponente in die Schlacke 12 verhindert.
(ii) Verhindern läßt sich das Festkleben zwischen der Außenwand des Schnorchels 14 und der Innenwand der Pfanne 13 über die Schlacke 12.
Da die Relativposition des Schnorchels 14 und der Pfanne 13 in einem vorbestimmten Bereich im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich variiert wird, kann das Festkleben über die Schlacke 12 verhindert werden.
Die Stahlschmelze, die dem Entkohlen im Sauerstoffblasverfahren auf diese Weise unterzogen wurde, wird dann unter einem hohen Vakuumgrad entgast.
Zunächst wird das Entgasen erläutert. Für sowohl allgemeinen Stahl als auch rostfreien Stahl sollte bei der Herstellung hochreiner Stähle, z. B. eines extrem kohlenstoffarmen Stahls, im Schmelzenverfahren das Entgasen unter einem hohen Vakuumgrad nach dem Entkohlen mit Sauerstoffblasen als Sekundärfrischschritt durchgeführt werden. In diesem Fall läuft das Entkohlen bekanntlich über eine Reaktion von Sauerstoff und im Stahl enthaltenem Kohlenstoff ab, die durch Gleichung (4) dargestellt ist.
C + O → CO (4).
Die Sauerstoffkonzentration im Stahl beim Entgasen auf einem hohen Niveau zu halten ist daher wirksam beim rationellen Beschleunigen der Entkohlungsreaktion in der Entgasungsperiode. Insbesondere ist bekanntlich in einem Frühstadium der Entgasung die spontane Entwicklung eines CO-Gases aus dem Inneren der Stahlschmelze (Innenentkohlung) eine Hauptreaktionsstelle für das Entkohlen. Daher ist die Aufrechterhaltung der Sauerstoffkonzentration im Stahl auf einem hohen Niveau besonders in einer Frühphase der Entgasung von Nutzen.
In diesem Zusammenhang sei angemerkt, daß bei der Herstellung eines hochreinen rostfreien Stahls durch das Schmelzenverfahren das Entgasen nach durchgeführtem Vakuumentkohlen durch Sauerstoffgasblasen im Sekundärfrischschritt erfolgt. Daher ist wichtig, eine befredigende Konzentration von gelöstem Sauerstoff durch Optimieren der Kohlenstoffkonzentration und des Vakuumgrads zu wahren, wenn das durch Einblasen von Sauerstoffgas durchgeführte Entkohlen endet.
Beim Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen unter reduziertem Druck, gefolgt von der Beendigung des Sauerstoffblasens (nach einem Blasabschluß) und Entgasen unter einem hohen Vakuumgrad erfolgt vorzugsweise das Entkohlen mit Sauerstoffblasen auf [%C] = 0,01 bis 0,1%, der Vakuumgrad im Behälter beim Sauerstoffblasabschluß wird auf 10 bis 100 Torr gebracht, und der erreichte Vakuumgrad beim anschließenden Entgasen wird auf einen hohen Wert von mindestens 5 Torr gebracht. Dadurch kann das Entgasen/Frischen eines Chromstahls, z. B. eines rostfreien Stahls, wirksam durchgeführt werden. Dieses Verfahren beruht auf der Optimierung der Sauerstoffkonzentration im Stahl, die durch die Gleichgewichtsbedingung des Partialdrucks von CO (PCO), dargestellt durch die Kohlenstoffkonzentration, und den Vakuumgrad im Behälter festgelegt ist, und ermöglicht, die Entgasungsgeschwindigkeit auf einem hohen Wert beim Entgasen zu halten.
Liegt die Kohlenstoffkonzentration [%C] beim Sauerstoffblasabschluß unter 0,01%, ist die Chromoxidation beim Sauerstoffblasen infolge von Kohlenstoffmangel erheblich, obwohl der Vakuumgrad im Behälter beim Sauerstoffblasabschluß in einem richtigen Bereich liegt (d. h. 10 bis 10() Torr), was das Problem aufwirft, daß der Einheitsbedarf am Reduktionsmittel für die Reduktionsbehandlung erhöht ist. Übersteigt dagegen die Kohlenstoffkonzentration [%C] beim Sauerstoffblasabschluß 0,1%, sollte die Entgasungszeit verlängert werden, was zu einem Produktivitätsproblem führt.
Liegt der Vakuumgrad im Behälter über 10 Torr, ist die Kohlenstofflöslichkeit im Stahl auf der Grundlage der in diesem Zustand festgelegten Gleichgewichtsbedingung unzureichend, auch wenn die Kohlenstoffkonzentration beim Sauerstoffblasabschluß im Bereich von 0,01 bis 0,1% liegt. Die durch die Entgasungsreaktion zu verbrauchende Sauerstoffmenge ist ungenügend, was es nachteilig erschwert, einen hochreinen Stahl im Schmelzenverfahren herzustellen. Liegt dagegen der Vakuumgrad im Behälter unter 100 Torr, wird Chrom in der letzten Stufe der Sauerstoffblasperiode übermäßig oxidiert.
Der erreichte Vakuumgrad beim Entgasen sollte so hoch sein, daß er mindestens 5 Torr beträgt. Ist der Vakuumgrad gering und liegt unter 5 Torr, ist es schwierig, eine befriedigende Antriebskraft bei der Herstellung eines hochreinen Stahls durch das Schmelzenverfahren zu gewährleisten, was nachteilig zu verringerter Entgasungsgeschwindigkeit führt.
Zum rationelleren Entgasen wird vorzugsweise zusätzlich zu den o. g. Bedingungen, wenn der Vakuumgrad im Evakuierungsverlauf beim Entgasen den Bereich von 5 bis 30 Torr erreicht, Sauerstoff in einer Menge von 0,3 bis 5 Nm³ je Tonne der Stahlschmelze vorzugsweise etwa 2 bis 3 min erneut eingeblasen (Wiedereinblasen), und zusätzlich wird der Durchfluß des Gases zum Rühren beim Entgasen im Bereich von 2,5 bis 8,5 Nl/min/t reguliert, während die Menge der Schlacke 12 im Behälter beim Sauerstoffblasabschluß auf höchstens 1,2 Tonnen/m² je Schnittflächeneinheit des Stahlbadabschnitts im Vakuumbehälter gebracht wird.
Das Wiedereinblasen von Sauerstoff erfolgt zwecks Erhöhung der Sauerstoffkonzentration im Stahl, um die Innenentkohlung weiter zu beschleunigen. Hierbei liegt der Vakuumgrad am stärksten bevorzugt im Bereich von 5 bis 30 Torr. Ist in diesem Fall der Vakuumgrad übermäßig hoch und übersteigt 5 Torr, wird die Sauerstofflösung in der Stahlschmelze auf der Grundlage des Gleichgewichtszustands schwierig. Wird dagegen Sauerstoff unter einem geringem Vakuumgrad unter 30 Torr wieder eingeblasen, verbraucht sich der eingeblasene Sauerstoff durch die Chromoxidation, statt den Sauerstoff in der Stahlschmelze anzureichern.
Ferner liegt die hierbei eingeblasene Sauerstoffmenge vorzugsweise im Bereich von 0,3 bis 5 Nm³ je Tonne der Stahlschmelze. Liegt die wieder eingeblasene Sauerstoffmenge unter 0,3 Nm³/t, wird beim Entgasen zu verbrauchender Sauerstoff nicht befriedigend angereichert, auch wenn der Vakuumgrad im Behälter beim Wiedereinblasen im richtigen Bereich liegt. Wird dagegen Sauerstoff in einer 5 Nm³/t übersteigenden Menge wieder eingeblasen, sättigt sich der Sauerstoffanreicherungseffekt. In diesem Fall ist im Gegenteil sogar zu befürchten, daß Sauerstoff durch die Chromoxidation verbraucht wird.
Der Grund, weshalb der Durchfluß des Gases zum Rühren im Bereich von 2,5 bis 8,5 Nl/min/t reguliert wird, ist folgender: Bei einem Gasdurchfluß unter 2,5 Nl/min/t ist die Zirkulationsmenge der Stahlschmelze wegen mangelnder Rührkraft unzureichend, was die Förderung der Innenentkohlung behindert, wodurch die Entgasungsgeschwindigkeit an sich nachteilig gesenkt wird. Übersteigt dagegen der Gasdurchfluß 8,5 Nl/min/t, sättigt sich der Effekt zur Zirkulationsbeschleunigung. Dagegen wird ein Gasangriff auf das Feuerfestmaterial intensiviert, was nachteilig zu Schäden am Feuerfestmaterial führt.
Außerdem wird vorzugsweise die Schlackenmenge im Behälter beim Sauerstoffblasabschluß auf höchstens 1,2 Tonnen/m² je Schnittflächeneinheit des Stahlbadabschnitts im Vakuumbehälter gebracht. Übersteigt die Menge der Restschlacke im Behälter 1,2 Tonnen/m² je Schnittflächeneinheit des Stahlbadabschnitts im Vakuumbehälter, ist der Kontakt zwischen der Stahlschmelzenoberfläche, die eine Reaktionsstelle bei der Entkohlungsreaktion sein soll, und der Hochvakuumatmosphäre blockiert, was zu einer erheblich verringerten Flächengröße der wirksamen Reaktionsgrenzfläche führt. Dadurch ist das Aufrechterhalten der Entgasung auf einem hohen Niveau erschwert.
Bei der Produktion eines hochreinen rostfreien Stahls mit einem Kohlenstoffgehalt von höchstens 20 ppm durch das Schmelzenverfahren sollte das Entkohlen auf der Stahlschmelzenoberfläche als Hauptreaktionsstelle in der letzten Stufe der Entgasung beschleunigt sein. Dazu ist, wichtig, die aktivierte Oberfläche zu gewährleisten (freie Oberflächengröße der Stahlschmelzenoberfläche, die durch eingeblasene Gasblasen heftig gerührt wird) und zugleich die Erneuerung der Grenzfläche in der aktivierten Oberfläche zu wahren.
Besonders wichtig beim Gewährleisten der aktivierten Oberfläche ist die vollständige Abgabe von Chromoxid und Schlacke aus dem Schnorchel nach außen beim Oberflächenentkohlen, da dann, wenn Chromoxid oder Schlacke, die beim Entkohlen mit Sauerstoffblasen erzeugt werden, auch nur in kleinen Mengen auf der aktivierten Oberfläche verbleiben, das Oberflächenentkohlen behindert ist, wodurch die Entkohlungsgeschwindigkeit sinkt.
Daher sollte in der Entgasungsperiode Inertgas aus dem unteren Abschnitt der Pfanne, der einen Abstand Hv von der Stahlschmelzenoberfläche im Schnorchel (ruhende Stahlschmelzenoberfläche) hat, eingespritzt werden, was der aktivierten Oberfläche eine vorbestimmte Rührintensität K verleiht.
Somit ist im Hinblick auf Bedingungen zur Wahrung der Erneuerung der Grenzfläche in der aktivierten Oberfläche und zur vollständigen Chromoxidabgabe aus dem Schnorchel nach außen gemäß Fig. 18 eine Regulierung des durch die nachfolgende Gleichung definierten K-Werts in einem Bereich von 0,5 bis 3,5 von Bedeutung:
K = log{S·Hv·Q/P} (5),
wobei P den Vakuumgrad in Torr; S die durch Gasblasen aktivierte Fläche in m²; Q den Durchfluß eines eingeblasenen Inertgases in Nl/min/t; und Hv den Abstand von der Stahlschmelzenoberfläche im Schnorchel zur Einblasposition des Inertgases in m darstellen.
Liegt hierbei der K-Wert unter 0,5, sind die Erneuerung der durch Gasblasen aktivierten Oberfläche und die Abgabe von Chromoxid unbefriedigend, was zu einer beeinträchtigten Entkohlungsgeschwindigkeit führt. Übersteigt der K-Wert dagegen 3,5, ist der Erneuerungseffekt der durch Gasblasen aktivierten Oberfläche im wesentlichen gesättigt, was solche Probleme wie Verlust an Feuerfestmaterial infolge eines übermäßig hohen Durchflusses des eingeblasenen Gases aufwirft.
Nach dem Entgasungsabschluß wird bei Bedarf Aluminium zur Reduktion weiter eingeleitet, um ein beim Sauerstoffblasen erzeugtes Metalloxid (z. B. Cr&sub2;O&sub3;) zu reduzieren, gefolgt von Rückgewinnung des Metalls.
Zum Beispiel ist beim mit Sauerstoffblasen durchgeführten Entkohlen/Frischen eines rostfreien Stahls mit einem Chromgehalt von mindestens 5% unabhängig davon, ob das Entkohlen/Frischen unter atmosphärischem Druck oder im Vakuum durchgeführt wird, die Oxidation von in der Stahlschmelze enthaltenem Chrom, d. h. die Bildung von Cr&sub2;O&sub3;, unvermeidlich. In diesem Fall sollte nach dem Ende des Sauerstoffblasens ein Reduktionsmittel zugegeben werden, um die Chromkomponente zurückzugewinnen.
Allgemein kommt Silizium (eine Ferrosiliziumlegierung), das einen niedrigen Heizwert in der Reduktionsreaktion zeigt, vielfach als Reduktionsmittel nach dem Entkohlen mit Sauerstoffblasen unter atmosphärischem Druck zum Einsatz. Nach dem Sauerstoffentkohlen im Vakuum als Endfrischen sollte aber, wenn der Siliziumgehalt des Erzeugnisses beschränkt ist, Aluminium als Reduktionsmittel verwendet werden.
Beim Gebrauch von Aluminium als Reduktionsmittel kommt es jedoch zu einer durch die folgende Gleichung (6) dargestellten aluminothermischen Reaktion. Diese Reaktion beinhaltet die Erzeugung einer großen Wärmemenge und führt zwangsläufig zu einem Temperaturanstieg in der Stahlschmelze.
Cr&sub2;O&sub3; + 2Al → 2Cr + Al&sub2;O&sub3; (6).
Bei Erhöhung der Stahlschmelzentemperatur sinkt die Gleichgewichtskohlenstoffkonzentration in einer Reduktionsreaktion mit in der Stahlschmelze Enthaltenem Kohlenstoff gemäß der Darstellung durch die nachfolgende Gleichung (7), wodurch die Reaktion, bei der ein CO-Gas entwickelt wird, gleichzeitig abläuft:
Cr&sub2;O&sub3; + 3C → 2Cr + 3CO↑ (7).
Zusätzlich wird die Gleichgewichtskohlenstoffkonzentration in Gleichung (7) durch den Gleichgewichtspartialdruck von CO, d. h. den Vakuumgrad im Betrieb, stark beeinflußt. Die durch Gleichung (7) dargestellte Reaktion läuft bei Zunahme des Vakuumgrads stärker ab.
Findet die heftige, durch Gleichung (7) dargestellte Reaktion in kurzer Zeit statt, kommt es zu einer Stoßreaktion, bei der mit dem Aufstieg des CO-Gases die Stahlschmelze und die Schlacke verspritzt werden.
Um also die Reaktion zu verhindern, bei der das CO-Gas schnell entwickelt wird, d. h. das Stoßen, ist es wichtig, den Ablauf der durch Gleichung (7) dargestellten Reaktion zu hemmen, d. h. den Betrieb unter einem geringen Vakuumgrad mit einem bestimmten Wert oder darunter durchzuführen.
Bei Betriebsdurchführung den Reduktion unter einem geringen Vakuumgrad verstärkt sich aber die Absorption von Stickstoff in der Stahlschmelze (gesättigte Löslichkeit) mit einer Zunahme des Stickstoffpartialdrucks (PN2) im Behälter, was zu steigender Stickstoffkonzentration in der Stahlschmelze führt. Daher ist dies bei Stahlgüten ungünstig, bei denen der Stickstoffgehalt begrenzt ist.
Bei der Reduktion unter einem geringen Vakuumgrad ist es also sehr wichtig, gleichzeitig das Verhindern von Stoßen und die Unterdrückung der Stickstoffaufnahme zu erreichen.
Zur Lösung dieses Problems stellt die Erfindung eine Technik bereit, bei der festes Aluminium unmittelbar nach dem Einleiten von Aluminium mit fester Schlacke in Kontakt gebracht wird, damit die aluminothermische Reaktion mäßig ablaufen kann, um geschmolzene Schlacke zu bilden, die die Stahlschmelze abdeckt und die Stickstoffaufnahme verzögert.
Insbesondere wird der Durchfluß des Argongases zum Rühren beim Einleiten von Aluminium zur Reduktion in den Bereich von 0,1 bis 3 Nl/min/t gebracht, und der Vakuumgrad wird auf einen niedrigen Wert von höchstens 400 Torr gebracht. Danach wird der Druck zum atmosphärischen Druck zurückgeführt, und der Behälter wird angehoben. Gleichzeitig wird der Durchfluß des Argongases zum Rühren in den Bereich von 5 bis 10 Nl/min/t gebracht.
Indem man den Durchfluß des Argongases zum Rühren beim Einleiten von Aluminium zur Reduktion im richtigen Bereich hält und gleichzeitig den Vakuumgrad auf einen niedrigen Vakuumgrad von höchstens 400 Torr bringt, läßt sich die Rührkraft im Vakuumbehälter geeignet aufrechterhalten und die Suspension der Stahlschmelze und. Schlacke hemmen, was den übermäßigen Verlauf der durch Gleichung (6) dargestellten aluminothermischen Reaktion verzögert, wodurch sich eine extreme Temperaturzunahme in der Stahlschmelze umgehen läßt. Das Unterdrücken des Rührens beim Einleiten von Aluminium zur Reduktion kann die Auflösung von Aluminium in der Stahlschmelze hemmen und ermöglicht eine direkte Reaktion von Aluminium mit der Schlacke, um die Reduktionsgeschwindigkeit von Cr&sub2;O&sub3; zu verbessern.
Der Grund dafür ist folgender: Das Vorabbilden von Schlacke in einem halbgeschmolzenen Zustand durch direkte Reduktion mit Aluminium statt das direkte Auflösen des Aluminiums in der Stahlschmelze, gefolgt von einer Reduktionsreaktion der aluminiumhaltigen Stahlschmelze mit der festen Schlacke, verbessert die Verwirbelung (Emulsion) der Cr&sub2;O&sub3;-haltigen Schlacke in der Stahlschmelze stark, was den Reduktionswirkungsgrad verbessert. Ferner kann das Erschmelzen der Schlacke in einem Frühstadium einen Abdeckeffekt haben, der den Kontakt zwischen der Stahlschmelzenoberfläche und der Luft verhindert. Daher ist das o. g. Verfahren auch aus Sicht der Verhinderungswirkung für die Stickstoffaufnahme vorteilhaft.
In diesem Zusammenhang wird vorzugsweise der Durchfluß des Argongases zum Rühren in der Aluminiumeinleitungsperiode in den Bereich von 0,1 bis 3 Nl/min/t gebracht. Übersteigt der Argongasdurchfluß in dieser Periode 3 Nl/min/t, verläuft die durch Gleichung (6) dargestellte aluminothermische Reaktion übermäßig stark, und zugleich wird auch die Emulsion der Schlacke und des Metalls intensiviert, was es erschwert, Stoßen zu verhindern. Liegt dagegen der Argongasdurchfluß unter 0,1 Nl/min/t, wird das eingeleitete Aluminium im Vakuumbehälter abgelagert, was es oft schwierig macht, Aluminium richtig einzuleiten, oder wodurch ansonsten die Stahlschmelze in einen am Boden der Pfanne vorgesehenen porösen Stopfen eindringt. Damit entsteht als Betriebsproblem, daß bei Durchflußerhöhung in der anschließenden Stufe kein gewünschter Durchfluß gewährleistet werden kann.
Ist ferner der Vakuumgrad in der Aluminiumeinleitungsperiode hoch und übersteigt 400 Torr, wird die Rührkraft zu hoch. Insbesondere vergrößert sich die wirksame Kontaktfläche zwischen der Schlacke und dem Metall und außerdem sinkt der Gleichgewichtspartialdruck von CO, der hierbei eine enge Beziehung zum Vakuumgrad hat. Dies verschiebt das Reaktionsgleichgewicht in Gleichung (7) nach rechts, was sofort eine erhebliche Beschleunigung der Reaktion verursacht, bei der das CO-Gas entwickelt wird. Stoßen zu verhindern wird dadurch erschwert.
Nach Abschluß der Einleitung von Aluminium kann man, indem der Druck zum atmosphärischen Druck zurückgeführt und dann der Vakuumbehälter angehoben und indem gleichzeitig der Durchfluß des Argongases zum Rühren in den Bereich von 5 bis 10 Nl/min/t gebracht wird, die Zunahme der Stahlschmelzentemperatur unterdrücken und zusätzlich den Fortschritt der Reduktion in einem Frühstadium sowie die Stickstoffaufnahme verhindern.
Durch Anheben des Vakuumbehälters kann die im Schnorchel im Vakuumbehälter eingeschlossene Reaktionszone in das gesamte Pfanneninnere freigesetzt werden. Obwohl also die aluminothermische Reaktion stattfindet, ist eine Zunahme der Stahlschmelzentemperatur so gering, daß die durch Gleichung (7) dargestellte Reaktion weniger wahrscheinlich stattfindet. Dadurch läßt sich das Stoßen umgehet Indem ferner der Durchfluß des Argongases zum Rühren nach dem Anheben des Behälters auf 5 bis 10 Nl/min/t gebracht wird, kann die Reduktionsreaktion in einem Frühstadium verlauf an und wird die Konzentration von Cr&sub2;O&sub3; in der Schlacke reduziert, um das Schmelzen der Schlacke weiter zu beschleunigen, wodurch der Abdeckeffekt der Schlacke verbessert wird. Dadurch läßt sich die Stickstoffaufnahme verhindern. Wurde Aluminium unter atmosphärischem Druck eingeleitet, kann der Behälter in diesem Zustand angehoben werden.
Liegt in diesem Fall der Durchfluß des Argongases zum Rühren unter 5 Nl/min/t, ist die Reduktionsgeschwindigkeit von Cr&sub2;O&sub3; infolge einer unbefriedigenden Rührkraft gesenkt, was zu geringerer Produktivität führt. Übersteigt andererseits der Argongasdurchfluß 10 Nl/min/t, sättigt sich der Verbesserungseffekt der Reduktionsgeschwindigkeit im wesentlichen. Außerdem ist in diesem Fall die Abdeckwirkung durch die Schlacke verringert, da die Schwankung der Stahlschmelzenoberfläche infolge des erhöhten Durchflusses intensiviert ist. Dadurch kommt es zur Stickstoffaufnahme, anormalen Schäden an pfannenbildenden Feuerfestmaterialien und anderen ungünstigen Erscheinungen.
Wird ferner eine große Cr&sub2;O&sub3;-Menge beim Sauerstoffblasen infolge eines Betriebsproblems beim Entkohlen mit Sauerstoffblasen erzeugt und fließt außerdem Cr&sub2;O&sub3; aus dem Vakuumbehälter nach außen und wird auf dem Oberteil der Pfannenwand abgelagert und verfestigt, ist die Aluminiumeinleitung in die Stahlschmelze zum vollständigen Reduzieren und Rückgewinnen von Cr&sub2;O&sub3;, das auf dem Oberteil der Pfannenwand abgelagert und verfestigt ist, in kurzer Zeit recht unbefriedigend. Grund dafür ist, daß bei der Gasblasenbildung aus dem unteren Pfannenabschnitt, obwohl das Ansteigen der Stahlschmelze um die Pfannenmitte befriedigend ist, das Ansteigen der Stahlschmelze um die Pfannenwand unbefriedigend ist, was zu verringerter Kontaktmöglichkeit der Stahlschmelze mit der Cr&sub2;O&sub3;- haltigen Schlacke führt.
Ein bevorzugtes Verfahren zur Lösung dieses Problems ist, unmittelbar nach Entgasen den Druck zum atmosphärischen Druck zurückzuführen, den Vakuumbehälter anzuheben und dann Aluminium einzuleiten. Direkter Kontakt von Aluminium zur Reduktion mit der auf dem Oberteil der Pfannenwand abgelagerten Schlacke verbessert den Reduktionswirkungsgrad von Cr&sub2;O&sub3;. Wird ferner beschreibungsgemäß eine große Cr&sub2;O&sub3;-Menge beim Sauerstoffblasen erzeugt, so wird die Schlackenmenge im Vakuumbehälter zwangsläufig groß. In diesem Fall häuft sich die Schlacke nach dem Anheben des Vakuumbehälters am Oberteil der Pfanne zu einem Hügel auf. Bei der Aluminiumzugabe von der Pfannenoberseite bewegt sich daher das zugegebene Aluminium zwangsläufig zum Fuß des Hügels, wodurch Aluminium mit der Cr&sub2;O&sub3;-haltigen Schlacke um die Wand im Oberteil der Pfanne in Kontakt kommen kann. Dadurch läuft die Reduktion von Cr&sub2;O&sub3; ab, obwohl die Reduktionsreaktion zwischen Festphasen stattfindet. Durch die Schwankung der Stahlschmelze durch Gaszugabe vom unteren Abschnitt der Pfanne kann der Kontakt der Schlacke mit der Hochtemperaturstahlschmelze stärker sein, was das Schmelzen der Schlacke beschleunigt. Dadurch erhöht sich der Reduktionswirkungsgrad von Cr&sub2;O&sub3; weiter.
Im folgenden wird die Erfindung anhand der beigefügten Zeichnungen näher beschrieben.
Gemäß Fig. 19(A) wird ein Schnorchel 14 eines Vakuumbehälters vom Geradrohrtyp in eine Stahlschmelze 11 mit einer Chromkonzentration von mindestens 5% eingetaucht, die in einer Pfanne 13 enthalten ist. Das Innere des Schnorchels 14 wird evakuiert. Zusätzlich wird ein Argongas als Inertgas zum Rühren durch einen am Boden der Pfanne 13 vorgesehenen porösen Stopfen 19 in die Stahlschmelze geführt, während ein Sauerstoffgas von oberhalb der Stahlschmelze im Vakuumbehälter auf die Stahlschmelze geblasen wird, wodurch das Vakuum-Entkohlen/Frischen im Sauerstoffblasverfahren erfolgt. Nach Abschluß des Sauerstoffblasens wird das Entgasen unter einem hohen Vakuumgrad durchgeführt. Danach wird Aluminium 26 zur Reduktion von oberhalb der Festschlacke 12-2 eingeleitet, um die durch Gleichung (6) dargestellte Reaktion zu bewirken, wodurch beim Sauerstoffblasen erzeugtes Chromoxid (Cr&sub2;O&sub3;) reduziert und zurückgewonnen wird. Hierbei wird der Durchfluß des Argongases zum Rühren beim Einleiten von Aluminium zur Reduktion im Bereich von 0,1 bis 3 Nl/min/t reguliert, und zusätzlich wird der Vakuumgrad auf einen geringen Vakuumgrad von höchstens 400 Torr gebracht. Gemäß Fig. 21 verbessert sich dadurch die Rückgewinnung von Chromoxid (Cr&sub2;O&sub3;).
Anschließend wird gemäß Fig. 19(B) der Druck im Inneren des Schnorchels 14 zum atmosphärischen Druck zurückgeführt, und der Schnorchel 14 wird hochgezogen. Gleichzeitig wird der Durchfluß des Argongases zum Rühren auf den Bereich von 5 bis 10 Nl/min/t erhöht. In Fig. 19(A) bezeichnet die Bezugszahl 12-1 geschmolzene Schlacke und die Bezugszahl 12-3 feste Schlacke, die außerhalb des Vakuumbehälters vorhanden ist.
Als nächstes wird eine weitere Ausführungsform der Erfindung anhand von Fig. 20(A) bis (C) beschrieben.
Unmittelbar nach dem Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen und dem Entgasen auf die gleiche Weise wie in der vorstehenden Beschreibung wird der Druck im Schnorchel 14 zum atmosphärischen Druck zurückgeführt (Fig. 20(A)), und zudem wird gemäß Fig. 20(B) der Schnorchel 14 hochgezogen. Gleichzeitig wird Aluminium 26 zur Reduktion eingeleitet. Der Durchfluß des Argongases zum Rühren wird während der Einleitung von Aluminium zur Reduktion im Bereich von 0,1 bis 3 Nl/min/t reguliert.
Schlacke 12-4, die am Oberteil der Pfanne abgelagert ist, kommt mit dem Aluminium 26 zur Reduktion in Kontakt, wodurch die Reduktion ablaufen kann.
Anschließend wird der Durchfluß des Argongases zum Rühren auf den Bereich von 5 bis 10 Nl/min/t erhöht, um die Stahlschmelze gemäß Fig. 20(C) schwanken zu lassen, was den Kontakt der festen oder abgelagerten Schlacke mit der Hochtemperaturstahlschmelze fördert. Dadurch schmilzt die Schlacke, und die Reduktion der Schlacke mit Aluminium kann ablaufen. Die Beziehung zwischen der Cr&sub2;O&sub3;-Rückgewinnung und dem Durchfluß des Argongases zum Rühren in dieser Ausführungsform ist in Fig. 22 gezeigt. Beträgt gemäß dieser Zeichnung der Durchfluß des Argongases zum Rühren 5 bis 10 Nl/min/t, läßt sich die Cr&sub2;O&sub3;-Rückgewinnung verbessern, und ferner kann eine steigende Stickstoffaufnahme verhindert werden.
Wie zuvor beschrieben, wird beim Vakuum-Entkohlen/Frischen unter Verwendung eines Vakuumbehälters, der mit einem einsträngigen Geradrohrschnorchel versehen ist, ein Schnorchel in einem unteren Behälter des Vakuumbehälters in die Stahlschmelze in der Pfanne eingetaucht. In diesem Fall ist z. B. das Fließvermögen der Stahlschmelze, z. B. einer rostfreien Stahlschmelze, groß, und es erfolgt ein Hochtemperaturfrischen, z. B. Entkohlen mit Sauerstoffblasen. Dadurch erfahren den Schnorchel bildende Feuerfestmaterialien Schmelzenverluste infolge der Strömung der rostfreien Stahlschmelze, die durch Sauerstoffblasen oder Rühren erzeugt ist, oder die Feuerfestmaterialien verschleißen anderweitig durch Abplatzen o. ä. infolge einer schnellen Temperaturänderung beim Übergang von der Frischperiode zur Standperiode.
Der Verschleiß der den Schnorchel bildenden Feuerfestmaterialien führt zu einer Senkung der Betriebsgeschwindigkeit der Vakuumfrischvorrichtung, und die verringerte Durchsatzkapazität beim Vakuumfrischen macht es unmöglich, die Sollstahlgüten zu behandeln. Dadurch wird die Erzeugung hochwertiger Stähle von sich aus schwierig.
Andererseits führt der Verschleiß des beim Vakuumfrischen in einem Frühstadium verwendeten Schnorchels zu erhöhten Kosten für den Schnorchel bildende Feuerfestmaterialien, und der Ersatz des Vakuumbehälters und Schnorchels sind überaus Zeit- und arbeitsaufwendig.
Erfindungsgemäß wurde das o. g. Problem gelöst, indem der Schnorchel nach Abschluß des Frischens in Schlacke mit einer regulierten Zusammensetzung eingetaucht wird, um die Schlacke auf die Oberfläche des Schnorchels aufzutragen.
Speziell wird die Schlacke nach Abschluß des Frischens so reguliert, daß sie insgesamt 55 bis 90 Gew.-% Al&sub2;O&sub3; und CaO, 1 bis 10 Gew.-% Cr&sub2;O&sub3; und 7 bis 25 Gew. -% SiO&sub2; aufweist, wobei der Rest aus 2 bis 10 Gew.-% mindestens eines Bestandteils besteht, der aus FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO ausgewählt ist.
Liegt in der o. g. Zusammensetzung die Gesamtmenge von Al&sub2;O&sub3; und CaO unter 55 Gew.-%, hat die Schlackenbeschichtung auf dem Schnorchel eine schlechte Korrosionsbeständigkeit, und in diesem Fall läßt sich die Schutzwirkung des Schnorchels durch die Schlackenbeschichtung nicht erreichen. Übersteigt dagegen die Gesamtmenge von Al&sub2;O&sub3; und CaO 90 Gew.-%, wird der Schmelzpunkt der Schlacke hoch, und die Verschlackung ist schlecht. Dies erschwert es, die Schlacke auf den Schnorchel aufzutragen, und ist ein Hindernis für die Reduktion des Chromoxids beim Reduktionsfrischen als vorhergehender Schritt.
Liegt der Cr&sub2;O&sub3;-Gehalt unter 1 Gew.-%, sinkt der korrosionshemmende Effekt, der sich aus der Bildung eines hochviskosen Materials bei Reaktion mit Schlacke o. ä. herleitet. Übersteigt dagegen der Cr&sub2;O&sub3;-Gehalt 10 Gew.-%, ist die Schlackenbildung schlecht, was die Beschichtung des Schnorchels mit der Schlacke erschwert.
Liegt der SiO&sub2;-Gehalt in der beim Abschluß des Reduktionsfrischens gebildeten Schlackenzusammensetzung unter 7 Gew.-%, hat die Schlacke einer verringerte Viskosität und einen höheren Schmelzpunkt. In diesem Fall ist wie bei der erhöhten Gesamtmenge von Al&sub2;O&sub3; und CaO die Verschlackung schlecht, und das Beschichten wird schwierig.
Übersteigt der SiO&sub2;-Gehalt 25 Gew.-%, ist der Schmelzpunkt der Schlacke erheblich gesenkt, was es unmöglich macht, eine befriedigende Schutzüberzugsschicht zu bilden.
In der Schlackenzusammensetzung werden FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO als Rest beim Frischen unter reduziertem Druck erzeugt und im vorherigen Schritt aufgenommen, und die Schlacke enthält 2 bis 10 Gew.-% mindestens eines Bestandteils, der aus FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO ausgewählt ist. Bei erhöhter Menge von FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO sinkt die Korrosionsbeständigkeit der Schlacke aufgrund eines abgesenkten Schmelzpunkts. Liegt insbesondere die MgO-Menge unter 2 Gew.-%, ist der Verlust von schnorchelbildenden Feuerfestmaterialien an die Schmelze erheblich, während bei einer Menge über 10 Gew.-% MgO zusätzlich zugegeben werden sollte.
In der Zusammensetzung der Schlacke 12, die abschließend durch die o. g. Schritte gebildet ist, verfügt SiO&sub2; über eine Schlackenkomponente (der in der Schlacke aufgenommene SiO&sub2;- Gehalt: 30 Gew.-%), die beim Abstich der Stahlschmelze 11 aus einem Ofen (nicht gezeigt) zum Entkohlen/Frischen, z. B. einem Konverter, in die Pfanne 13 enthalten ist, und Si (0,03 bis 0,20 Gew.-%), das in der Stahlschmelze 11 vor dem Entkohlen/Frischen unter reduziertem Druck enthalten ist.
Der SiO&sub2;-Gehalt kann vorab durch Analyse bestimmt werden. Der Gesamtgehalt von Si in der Stahlschmelze 11 wird bezogen auf SiO&sub2; ausgedrückt, und die Summe beider SiO&sub2;-Gehalte wird als SiO&sub2;-Gehalt zugrunde gelegt.
Der SiO&sub2;-Gehalt bezogen auf die Summe der beiden o. g. Gehalte wird im Bereich von 7 bis 25 Gew.-% reguliert, indem die Menge der Zulaufschlacke und/oder die der Stahlschmelze 11 zugegebene Siliziummenge reguliert werden.
Die beim Entgasungsfrischen zuzugebene CaO-Menge bestimmt man anhand von Chromoxid o. ä., das beim Reduktionsfrischen zu reduzieren ist, durch das folgende Verfahren.
Zunächst wird die erzeugte Chromoxidmenge anhand der zuvor beschriebenen Bedingungen beim Entkohlen/Frischen vorhergesagt, d. h. die eingeblasene Sauerstoffmenge und die erreichte Endkohlenstoffkonzentration. Alternativ kann ein Verfahren verwendet werden, bei dem die Stahlschmelze oder Schlacke analysiert wird und die Menge von metallischem Aluminium, die zum Reduzieren der Menge des erzeugten Chromoxids zuzugeben ist, und zusätzlich die Menge von erzeugtem Al&sub2;O&sub3; nach Gleichung (8) bestimmt werden:
Cr&sub2;O&sub3; + 2Al → Al&sub2;O&sub3; + 2Cr (8).
Die CaO-Menge wird anhand dar Menge von Al&sub2;O&sub3; bestimmt, und die Regulierung erfolgt so, daß die Gesamtmenge von CaO und Al&sub2;O&sub3; 55 bis 90 Gew. - % beträgt. Die Regulierung von CaO und Al&sub2;O&sub3; kann durch Variieren der Zugabemenge von CaO und/ oder Al&sub2;O&sub3; erfolgen.
Die Menge von Cr&sub2;O&sub3; wird durch die Menge von metallischem Aluminium bestimmt, das beim Reduktionsfrischen zugegeben wird, und sinkt mit steigender Zugabemenge von metallischem Aluminium. Daher wird die Cr&sub2;O&sub3;-Menge im Bereich von 1 bis 10 Gew.-% reguliert.
In der die Schlacke 11 bildenden Zusammensetzung werden FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO als Rest beim Frischen unter reduziertem Druck erzeugt und im vorherigen Schritt aufgenommen. Die Menge von Schlacke, die zur Menge von metallischem Aluminium u. ä. gehört, das beim Reduktionsfrischen zugegeben wird, wird so reguliert, daß die Schlacke 2 bis 10 Gew.-% mindestens eines Bestandteils aufweist der aus FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO ausgewählt ist.
Das Al&sub2;O&sub3;/CaO-Verhältnis in der Schlacke wird auf den Bereich von 0,25 bis 3,0 gebracht.
Liegt in der Schlacke nach dem Frischen unter reduziertem Druck, wobei der Gesamtgehalt von Al&sub2;O&sub3; und CaO im Bereich von 55 bis 90 Gew.-% liegt, das Al&sub2;O&sub3;/CaO-Verhältnis unter 0,25, kommt es zum Phasenübergang beim Abkühlen der Schlacke, wodurch die Schlacke zerbröckelt und zerfällt, was zur Abtrennung der Schlackenbeschichtung führt.
Übersteigt dagegen das Al&sub2;O&sub3;/CaO-Verhältnis 3,0, ist die Verschlackung schlecht, was das Beschichten des Schnorchels mit Schlacke erschwert.
Das Auftragen der bei jedem Frischen regulierten Schlacke 12 auf den Schnorchel 14 wird anhand von Fig. 23 beschrieben, die den Aufbau des Schnorchels 14 zeigt.
Regulierte Schlacke 12 nach jedem Frischen und Frischen unter vermindertem Druck wird bei einer Temperatur von 1650 bis 1750ºC erschmolzen.
Im Hinblick auf den Schnorchel 14, der in die Schlacke 12 und die Stahlschmelze 11 eingetaucht ist, wird nach Abschluß des Frischens unter reduziertem Druck der Druck im Inneren des Vakuumbehälters 15 und des Schnorchels 14 zum atmosphärischen Druck zurückgeführt. Der Schnorchel 14, dessen Druck zum atmosphärischen Druck zurückgeführt wurde, wird über die Schlacke 12 angehoben und steht dann in Wartestellung. Zum Zeitpunkt unmittelbar nach Anheben des Schnorchels ist sowohl die Temperatur von Chromoxid-Magnesiumoxid-Steinen 28, die die Innenseite des Schnorchels 14 bilden, als auch die Temperatur von aluminiumoxidreichen, präparierten ungeformten Feuerfestmaterialien 29, die die Außenseite des Schnorchels 14 bilden, im wesentlichen mit der Temperatur der Schlacke 12 identisch, d. h. 1650 bis 1750ºC. Die Temperatur wird durch etwa 0,5 bis 1-minütiges Stehenlassen des Schnorchels 14 im angehobenen Zustand auf 1200 bis 1300ºC abgesenkt. Als nächstes wird der Schnorchel in die Schicht der Schlacke 12 270 bis 530 mm vom vorderen Ende des Schnorchels 14 eingetaucht, und unmittelbar danach wird der Schnorchel 14 langsam angehoben, um eine 30 mm dicke Beschichtung 32 zu bilden.
Nach Bildung der Beschichtung 32 kann der Schnorchel 14 weitere 5 min stehenbleiben. Hat die Oberflächentemperatur der Beschichtung 32 etwa 800ºC erreicht, wird der Schnorchel 14 in die Stahlschmelze 11 in der nächsten Pfanne 13 eingetaucht, gefolgt vom nächsten Frischen unter reduziertem Druck. Anschließend werden die Bildung der Beschichtung 32 auf dem Schnorchel 14 und das Frischen unter reduziertem Druck wiederholt durchgeführt.
Nach Bildung einer 30 mm dicken Beschichtung kann man den Schnorchel erneut in die Schlacke 12 eintauchen und stehen lassen, wodurch eine 60 mm dicke Beschichtung gebildet wird.
Die Wirkung der durch das doppelte Auftragsverfahren gebildeten Beschichtung 32 besteht in der Verhinderung von Bruch und Schmelzenverlust von Feuerfestmaterialien als Folge von Abplatzen durch eine schnelle Temperaturänderung von 1750ºC auf die atmosphärische Temperatur oder von 800ºC auf die Temperatur der Stahlschmelze 11 von rund 1750ºC beim Eintauchen des Schnorchels in die Stahlschmelze.
Die den Schnorchel 14 bildenden Steine 28, 29 werden durch einen Metallkern 27 gehalten, der mit einem Flansch 31 versehen ist, und der präparierte ungeformte Feuerfeststein 29 wird durch Bolzen 30 gehalten.
Im folgenden wird eine Vorrichtung beschrieben, die bei der praktischen Durchführung des zuvor beschriebenen Verfahrens zum Entgasen/Frischen am stärksten bevorzugt ist.
Während das erfindungsgemäße Verfahren Spritzen an sich verhindern kann, zu dem es beim Entkohlen/Frischen kommt, ist die Vorrichtung der Erfindung durch eine Einrichtung gekennzeichnet, die bei Erzeugung von Staub u. ä. den Staub im Vakuumbehälter einfangen und erschmelzen kann und die bei Einleitung eines staubhaltigen Gases in einen Evakuierungskanal die Ablagerung und Ansammlung des Staubs verhindern und zusätzlich Beschädigungen an Feuerfestmaterialien, die den unteren Behälter im Vakuumbehälter bilden, verhindern kann, die durch Strahlungswärme aus der Stahlschmelze (hauptsächlich aus einer Überhitzungszone) beim Vakuumfrischen verursacht sind.
Beschrieben wird eine Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß einer Ausführungsform der Erfindung.
Gemäß Fig. 24 bis 26 verfügt eine Vorrichtung 10 zum Vakuum-Entkohlen/Frischen über eine Pfanne 13, die an ihrem Boden mit einer Inertgas-Einblasdüse 19 versehen ist und eine Stahlschmelze 11 enthält; einen Vakuumbehälter 15, der mit einem Schnorchel 14, der in die Stahlschmelze 11 in der Pfanne 13 eingetaucht ist, und mit einem Evakuierungsstutzen 16-1 versehen ist, der mit einer Evakuierungsvorrichtung (nicht gezeigt) verbunden ist; und eine Sauerstofflanze 18, die in einem Dach 35 des Vakuumbehälter 15 anhebbar vorgesehen ist.
Diese Elemente bilden die Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen und werden näher beschrieben.
Die Pfanne 13 ist ein im wesentlichen zylindrischer Eisenbehälter, und die mit der Stahlschmelze 11 in Kontakt stehende Innenwand ist mit einem Feuerfestmaterial ausgekleidet, z. B. einem Aluminiumoxid-Siliziumoxid- oder Aluminiumoxid- Zirkon-Feuerfestmaterial.
Die Stahlschmelze 11 in der Pfanne 13 wird durch ein aufsteigendes Inertgas und dessen kinetische Energie gerührt, das in die Stahlschmelze 11 durch eine in der Pfanne 13 vorgesehene Gaseinblasdüse 19 eingeblasen wird, wodurch die Vakuumfrischreaktion in der Stahlschmelze 11 verbessert wird.
Der Vakuumbehälter 15 ist ein Behälter zum Vakuumfrischen, der hauptsächlich mit Feuerfeststeinen, z. B. Magnesiumoxid-Chromoxid-Steinen, ausgekleidet ist (ein Teil des Behälters kann durch ein präpariertes ungeformtes Feuerfestmaterial gebildet sein). Der Vakuumbehälter 15 weist einen oberen Behälter 33 und einen unteren Behälter 34 auf, das untere Ende des unteren Behälters dient als Schnorchel 14 und ist in die Stahlschmelze eingetaucht.
Beim Evakuieren des Vakuumbehälters steigt die Stahlschmelze durch den Schnorchel auf, wodurch eine Stahlschmelzenoberfläche 11-1, die sich von der Stahlschmelzenoberfläche in der Pfanne 13 unterscheidet, im Schnorchel gebildet werden kann. Ein Sauerstoffgas wird durch die Lanze auf die Oberfläche geblasen.
In der Erfindung bildet der Schnorchel einen unteren Endabschnitt des Vakuumbehälters, der unterhalb der Position des Vakuumbehälters liegt, an der die ganz oben befindliche Oberfläche der angesaugten Stahlschmelze mit dem Vakuumbehälter in Kontakt steht.
Der Schnorchel 14 hat im wesentlichen eine zylindrische Form mit einem Innendurchmesser DF, und der Schnorchel 14 ist insbesondere auf seinem Abschnitt, der in die Stahlschmelze 11 eingetaucht ist und durch den die Stahlschmelze aufsteigt, mit einem präparierten ungeformten Feuerfestmaterial, z. B. einem Aluminiumoxid-Siliziumoxid, durch Gießen beschichtet. Beim Verspritzen von Spritzern von der Oberfläche der Stahl- schmelze im Schnorchel 14 in der gleichen Dichte nimmt die Spritzmenge mit verringerter. Schnittfläche des Schnorchels ab. Daher ist der Innendurchmesser des Schnorchels unter Berücksichtigung des Entkohlungswirkungsgrads minimiert.
Die Erfindung ist gekennzeichnet durch die Bereitstellung eines Teilstücks 36 mit größerem Durchmesser, das einen Innendurchmesser DL hat, der größer als der Innendurchmesser DF des Schnorchels ist, und das eine Länge A in senkrechter Richtung hat, im unteren Behälter 34, der sich zum Schnorchel 14 fortsetzt. Das Teilstück mit größerem Durchmesser dient zum Verteilen von Spritzern, die durch einen durch die Sauerstofflanze 18 auf die Stahlschmelzenoberfläche 11-1 geblasenen Sauerstoffgasstrahl erzeugt werden, und zugleich zum Verringern des Wärmeeinflusses einer Überhitzungszone, die durch den Sauerstoffgasstrahl oder Strahlungswärme von der Stahlschmelzenoberfläche 11-1 auf dem Seitenwandteilstück erzeugt wird, und ist ein Aufbauelement, das für den Vakuumbehälter der Erfindung von Bedeutung ist.
Der Innendurchmesser DL des Teilstücks mit größerem Durchmesser ist in Relation zur Position einer Glasblasöffnung der Sauerstofflanze 18 so festgelegt, daß das Verhältnis des Innendurchmessers DL zum Sauerstoffgasblasabstand L (Abstand zwischen dem unteren Ende der Sauerstofflanze und der Stahlschmelzenoberfläche 11-1) DL/L im Bereich von 0,5 bis 1,2 liegt. Dadurch kommt der o. g. Effekt zustande.
Ferner ist ein Teilstück 37 mit kleinerem Durchmesser (ein Teilstück mit verringertem Durchmesser) mit einem Innendurchmesser DS an einer Position mit einer senkrechten Länge A vom unteren Ende des Teilstücks 36 mit größerem Durchmesser vorgesehen und mit dem Teilstück 36 mit größerem Durchmesser verbunden. Das Teilstück 37 mit kleinerem Durchmesser wirkt so, daß es die Einleitung von Spritzern oder Staub in den oberen Behälter im Vakuumbehälter unterdrückt und Staub u. ä., der auf seiner Bodenfläche abgelagert ist, durch Strahlungswärme von der Stahlschmelzenoberfläche schmilzt, um den Staub u. ä. aus dem Teilstück mit kleinerem Durchmesser zu entfernen. Damit das Teilstück 37 mit kleinerem Durchmesser diese Wirkung erzielt, ist daher die Beziehung zwischen dem Innendurchmesser DS des Teilstücks mit kleinerem Durchmesser und dem Innendurchmesser DL des Teilstücks mit größerem Durchmesser wichtig, d. h. die Beziehung zwischen der Schnittfläche SS des Raums AS des Teilstücks mit kleinerem Durchmesser und der Schnittfläche SL des Raums AL des Teilstücks mit größerem Durchmesser. Erfindungsgemäß ist das Verhältnis SS/SL so festgelegt, daß es im Bereich von 0,5 bis 0,9 liegt. Ferner ist das Teilstück mit kleinerem Durchmesser an einer Position vorgesehen, auf die ein durch die Lanze geblasener Sauerstoffgasstrom nicht direkt auftrifft und an der Schmelzenverlust des Feuerfestmaterials infolge von Strahlungswärme von der Überhitzungszone und der Stahlschmelzenoberfläche nicht auftritt und nur der auf dem Feuerfestmaterial abgelagerte Staub wieder erschmolzen werden kann (z. B. an einer Position, an der die Oberflächentemperatur des das Teilstück mit kleinerem Durchmesser bildenden Feuerfestmaterials 1200 bis 1700ºC beträgt). In diesem Fall ist die Länge A mit 1 bis 3 m festgelegt.
Vorzugsweise ist die Differenz zwischen dem Innendurchmesser DS des Teilstücks mit kleinerem Durchmesser und dem Außendurchmesser der Sauerstofflanze 18 in. Radialrichtung klein. Ist die Differenz zu klein, wird der Abgasdurchgang so schmal, daß der Entkohlungswirkungsgrad sinkt. Daher liegt die Differenz d vorzugsweise im Bereich von 100 bis 300 mm.
Speziell bestimmt sich beim Entkohlen/Frischen im Vakuum wie in der Erfindung der Schmelzenverlust des Feuerfestmaterials im Seitenwandabschnitt des Vakuumbehälters (Freiraumabschnitt), der nicht direkt in die Stahlschmelze 11 eingetaucht ist, durch die Oberflächentemperatur des Feuerfestmaterials, die Temperatur des Atmosphärengases und den Durchfluß eines Gases, das mit der Arbeitsfläche des Feuerfestmaterials kollidiert.
Um daher die Nutzungsdauer des Feuerfestmaterials im Freiraumabschnitt zu verlängern, ist es wichtig, den Abstand des Feuerfestmaterials von einer Überhitzungszone mit hoher Temperatur zu maximieren, die durch Sauerstoffblasen und eine Entkohlungsreaktion erzeugt wird, und den Durchfluß des Gases zu reduzieren, das mit der Arbeitsfläche des Feuerfestmaterials kollidiert.
Im Aufprallbereich (in der Überhitzungszone), in dem ein aus der Sauerstofflanze 18 eingeblasener Strahlstrom des Sauerstoffgases auf die Stahlschmelze 11 prallt, wird in der Stahlschmelze enthaltener Kohlenstoff mit dem Sauerstoffgas oxidiert, um ein CO-Gas zu entwickeln, und die Temperatur in der Umgebung der Überhitzungszone ist infolge des Brennwerts bei der Entkohlungsreaktion etwa 2400ºC hoch.
Außerdem tritt eine Sekundärverbrennungsreaktion auf, bei der das entwickelte CO-Gas in der Atmosphäre verbrannt wird (CO + (1/2) O&sub2; → CO&sub2;). Dadurch wird die Gastemperatur (Atmosphärentemperatur) an einem Abschnitt kurz oberhalb der Überhitzungszone sehr hoch.
Der CO-Gasdurchfluß erreicht auch sein Maximum an der Position kurz über der Überhitzungszone unmittelbar nach der Entwicklung des CO-Gases.
Somit wirkt Verschleiß auf den Freiraumabschnitt beim Vakuum-Entkohlen/Frischen infolge von Strahlungswärme, einem Gasstrom o. ä., der durch die Überhitzungszone mit hoher Temperatur und den Abschnitt kurz oberhalb der Überhitzungszone auftritt. Daher ist es wichtig, eine richtige geometrische Anordnung zwischen der Überhitzungszone und dem Freiraumabschnitt zu wahren.
Gemäß dieser Ausführungsform der Erfindung kann die Einstellung der geometrischen Anordnung zwischen der Überhitzungszone und dem Feuerfestmaterial des Vakuumbehälters auf die o. g. Weise den Schmelzenverlust des Feuerfestmaterials im Freiraumabschnitt, an der Sauerstofflanze u. ä. minimieren und kann zugleich das Einleiten von durch Spritzen der Stahlschmelze 11 erzeugtem Staub in die Evakuierungsanlage verhindern, wodurch der Betrieb der Vakuum-Entkohlung/Frischung mit hoher Produktivität realisiert wird.
Im folgenden wird eine Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung beschrieben.
Gemäß Fig. 27 bis 29 ist der Aufbau eines Ofens 10 zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß der zweiten bevorzugten Ausführungsform im wesentlichen der gleiche wie der gemäß der ersten bevorzugten Ausführungsform mit der Ausnahme, daß die Struktur des Teilstücks 37 mit kleinerem Durchmesser des Vakuumbehälters 15 in der Vorrichtung 10 zum Vakuum-Entkohlen/Frischen gemäß der Beschreibung in der ersten bevorzugten Ausführungsform zur Struktur fächerförmiger Schilde 38, 39, 40 geändert wurde. Daher tragen gleiche Teile die gleichen Bezugszahlen und werden nicht nochmals näher beschrieben.
Gemäß Fig. 27 sind die fächerförmigen Schilde 38-40 so vorgesehen, daß sie sich voneinander sowohl in der Position als auch in der Höhe in senkrechter Richtung unterscheiden. Ferner sind gemäß Fig. 29 die Schilde in einem Fächerwinkel θ zum Abdecken der gesamten Stahlschmelzenoberfläche im Vakuumbehälter mit Ausnahme der Schnittfläche SS in dem durch die Schilde gebildeten Raum AS vorgesehen.
Gemäß Fig. 28 ist bei den fächerförmigen Schilden 38 bis 40 z. B. der fächerförmige Schild 38 durch Befestigen eines Metallkerns 41 mit einem darin vorgesehenen Kühlluftdurchgang 43 an der Innenseite einer Eisenhaut 15-1 im Vakuumbehälter und Befestigen eines präparierten ungeformten Feuerfestmaterials, z. B. eines Aluminiumoxid-Feuerfestbetonmaterials, am Metallkern 37 durch am Metallkern 41 angeordnete Y-förmige Bolzen 42 vorgesehen.
Indem also als Teilstück mit kleinerem Durchmesser mehrere fächerförmige Schilde so gebildet sind, daß sie unterschiedliche Höhen haben, lassen sich die Strahlungswärme von der Überhitzungszone auf der Stahlschmelzenoberfläche 11-1 und Spritzer wirksam abschirmen und ferner das Vakuum-Entkohlen/Frischen durchführen, während der Evakuierungsdurchgang im Vakuumbehälter 15 so erhalten bleibt, daß eine Zunahme des Evakuierungswiderstands verhindert wird.
In dieser bevorzugten Ausführungsform wurde die Bildung des fächerförmigen Schilds unter Verwendung eines präparierten ungeformten Feuerfestmaterials beschrieben. Möglich ist auch eine Bildung des fächerförmigen Schilds mit einem geformten Feuerfesterzeugnis, z. B. einem feuerfesten Magnesiumoxid-Chromoxid-Stein.
Der Fächerwinkel θ in jedem fächerförmigen Schild braucht nicht unbedingt identisch zu sein, sofern die gesamte Stahlschmelzenoberfläche mit Ausnahme des Raums um die Sauerstofflanze mit der Oberfläche der fächerförmigen Schilde abgedeckt ist. Ferner ist die Anzahl fächerförmiger Schilde nicht auf drei begrenzt.
Außerdem kommt es zu keinem Betriebsproblem, wenn sich die jeweiligen Oberflächen der fächerförmigen Schilde, die zur Stahlschmelzenoberfläche weisen, teilweise überlappen oder überdecken. Auch dies fällt in den Schutzumfang der Erfindung.
Fig. 27 und 28 zeigen einen Zustand, in dem das Blasen unter einem niedrigen Vakuumgrad im Vakuumbehälter erfolgt. In diesem Zustand ist daher die Oberflächenhöhe der Stahlschmelze im Schnorchel gering.
Im Vakuumbehälter mit der o. g. erfindungsgemäßen Struktur ist ein Raum im Teilstück mit kleinerem Durchmesser so vorgesehen, daß die Sauerstoffdüse 18 den Raum durchläuft. Daher ist es möglich, daß ein staubhaltiges Abgas durch den Raum aufsteigt und die Seitenwand des oberen Behälters im Vakuumbehälter, insbesondere das Dach und die Seitenwand nahe dem Dach erreicht, wodurch sich der Staub ablagert und ansammelt.
Die Erfindung stellt ferner eine Einrichtung zum Verhindern der Ablagerung des Staubs bereit.
Insbesondere sind gemäß Fig. 24 und 30 Brenner 44-1, 44-2 so vorgesehen, daß ihr vorderes Ende in einem Abstand F unter dem Dach 35 liegt (Abstand F des vorderen Brennerendes). In diesem Fall sind diese Brenner im oberen Behälter 33 so eingesetzt und vorgesehen, daß sie zueinander weisen, so daß die Gasausstoßrichtung einen vorbestimmten Brennerausstoßwinkel θh zur senkrechten Richtung und einen Brennerwirbelwinkel θr hat.
Der Abstand F des vorderen Brennerendes liegt vorzugsweise in einem Bereich von 0,3 bis 3 m, der Brennerausstoßwinkel θh liegt vorzugsweise in einem Bereich von 20º bis 90º, und der Wirbelwinkel θr liegt vorzugsweise in einem Bereich von 15º bis 30º.
Aufgrund des Aufbaus der Brenner bildet ein Sauerstoffgas, ein Brenngas oder ein sich aus dem Sauerstoffgas und dem Brenngas zusammensetzendes Mischgas, das durch die Brenner 44-1, 44-2 in den oberen Behälter 33 eingeblasen wird, einen Wirbelstrom im oberen Behälter 33, wodurch sich ein im Verlauf des Frischens mit Sauerstoffblasen entwickeltes Frischgas wirksam mit dem Sauerstoffgas, Brenngas u. ä. mischen kann und man zugleich die Temperatur des Dachs 35 auf dem richtigen Wert halten kann.
Insbesondere kommen die o. g. Brenner beim Entkohlen/Frischen im Sauerstoffblasverfahren zur Anwendung, die Oberflächentemperatur des Dachs wird mit mehreren im Dach 35 versenkten Thermoelementen erfaßt, und die Oberflächentemperatur des Dachs wird in einem Bereich von 1200 bis 1700ºC gemäß Fig. 31 gehalten. In diesem Fall kann eine Kontrollöffnung zur Temperaturmessung in der Seitenwand des oberen Behälters so vorgesehen sein, daß die Dachoberflächentemperatur mit einem optischen Pyrometer direkt gemessen wird. Der Staub, der die Dachumgebung erreicht hat, wird erschmolzen und entfernt, was eine Senkung der Chrom- oder Eisenausbeute infolge der Staubablagerung verhindert.
In der anschließenden Frischperiode ohne Sauerstoffblasen wird das Einblasen des Sauerstoffgases durch die Sauerstofflanze 18 beendet, und ein Argongas wird vom unteren Abschnitt der Pfanne 13 in die Stahlschmelze 11 eingespritzt, um die Stahlschmelze 11 im Schnorchel 14 zu rühren.
Dadurch lassen sich die übrige Frischreaktion, die Stahlschmelzentemperatur und die Bestandteile der Stahlschmelze homogenisieren.
Auch in der Frischperiode ohne Sauerstoffblasen läßt sich daher die Ansammlung von Staub am Dach 35 verhindern, der durch Rühren der Stahlschmelze und Evakuieren des Inneren des Schnorchels 14 durch eine Evakuierungsvorrichtung erzeugt wird.
In der Standperiode wird die Evakuierungsvorrichtung angehalten, der Druck im Schnorchel 14 wird zum atmosphärischen Druck zurückgeführt, und das untere Ende des Schnorchels 14 wird aus der Stahlschmelze 11 in der Pfanne 13 herausgezogen und in einem Bereitschaftszustand gehalten. In dieser Periode wird die Oberflächentemperatur des Dachs in einem vorbestimmten Temperaturbereich (1200 bis 1700ºC) mit Hilfe der Brenner 44-1, 44-2 reguliert.
In der Standperiode ist der Gebrauch von Luft anstelle des Sauerstoffgases zum Verbrennen des Brenngases aus Sicht der Kosten und zusätzlich der Vermeidung von Schäden am Feuerfestmaterial durch Oxidation bevorzugt.
Auch wenn sich also Staub am Dach 35 oder einem Abschnitt um das Dach 35 ansammelt, kann er erschmolzen werden, herabfließen und entfernt werden. Außerdem ist es möglich, Beschädigungen am Feuerfestmaterial des Schnorchels 14 infolge von Wärmespannung wirksam zu verhindern, die durch übermäßigen Wärmeschock zu Beginn der anschließenden Frischperiode mit Sauerstoffblasen verursacht wird.
In der Erfindung wird bei Durchführung des Vakuum-Entkohlens/Frischens der Vakuumgrad im Vakuumbehälter auf einem vorbestimmten Wert gehalten, während ein beim Frischen entwickeltes Abgas durch einen Dampfstrahlsauger abgesaugt wird. In diesem Fall wird das abgesaugte Abgas durch einen Gaskühler abgekühlt und in eine Abgasbehandlungsanlage geleitet.
Daher ist es möglich, daß der im Abgas enthaltene Staub zusammen mit dem Abgas durch einen Kanal abgesaugt wird und gemäß Fig. 35 der Staub im Kanal abgelagert wird und sich dort ansammelt, was den Abgasfluß behindert.
Daher stellt die Erfindung ferner eine Vorrichtung zum Vakuumfrischen bereit, die das Verstopfen eines Evakuierungskanals mit in den Evakuierungskanal eingeleitetem Staub verhindert, wodurch der erreichte Vakuumgrad im Vakuumbehälter auf einem vorbestimmten Niveau gehalten werden kann und sich zudem die Staubentfernung erleichtert.
Die Erfindung wird anhand von Fig. 32 bis 34 beschrieben. Wie in der Zeichnung gezeigt, ist in einer Abgasbehandlungsvorrichtung, die in der Vakuumfrischvorrichtung 10 zum Einsatz kommt, ein Evakuierungskanal 16-1 am oberen Behälter des Vakuumbehälters 15 vorgesehen, und ein Kanaleinlaß 45 ist mit einem Einlaß eines Gaskühlers 55 zum Kühlen des Abgases durch den Kanal verbunden.
Ein Staubtopf 53 zum Auffangen des im Abgas enthaltenen Staubs ist im Durchgangsverlauf des Evakuierungskanals 16-1 mit einer wirklichen Länge L&sub0; von etwa 15 bis 50 m vorgesehen, und der sich vom oberen Behälter zum Staubtopf erstreckende Evakuierungskanal ist so aufgebaut, daß sich der Staub nicht im Evakuierungskanal ansammelt.
Insbesondere verfügt gemäß Fig. 32 der zum Staubtopf 53 führende Evakuierungskanal 16-1 über ein aufsteigend geneigtes Teilstück 46 mit einer Gesamtlänge von etwa 1,5 m, das vom Kanaleinlaß 45 in einem Neigungswinkel (θ&sub0;) von 30º bis 60º nach oben geneigt ist, und ein absteigend geneigtes Teilstück 48 mit einer Gesamtlänge von etwa 1,5 m, das vom Oberteil 47 des aufsteigend geneigten Teilstück 46 in einem Neigungswinkel von etwa 45º nach unten geneigt ist.
Liegt der Aufwärtsneigungswinkel unter 30º, ist dieser Winkel kleiner als der Gleitwinkel eines Pulvers, das durch im Abgas enthaltenen Staub gebildet ist. Dadurch wird Staub, der das aufsteigend geneigte Teilstück erreicht hat, allmählich angesammelt, ohne nach unten in den Vakuumbehälter zu rutschen.
Andererseits ist die Anwendung eines Neigungswinkels über 60º aus konstruktiver Sicht infolge der Anlagenbeschränkungen schwierig. Übersteigt zudem der Neigungswinkel 600, ist die Fallwirkung des Staubs im aufsteigend geneigten Teilstück in den Vakuumbehälter im wesentlichen gesättigt. Daher beträgt die Obergrenze für den Neigungswinkel 60º.
Die wirkliche Länge L&sub0; des Evakuierungskanals bezeichnet die Länge des Evakuierungskanals in Evakuierungsrichtung, d. h. die Gesamtlänge vom Kanaleinlaß zum Gaskühler.
Liegt die wirkliche Länge unter 15 m, erhöht sich die Staubmenge im Abgas erheblich, das aus dem Vakuumbehälter in den Gaskühler eingeleitet wird, und gleichzeitig wird die Abgastemperatur so hoch, daß die Last auf den Gaskühler ungünstig zunimmt.
Übersteigt dagegen die wirkliche Länge 50 m, liegt die auf die Evakuierungsvorrichtung ausgeübte Last jenseits eines Grenzwerts, was es erschwert, den notwendigen Vakuumgrad zu erzielen.
Ein Heizgerät 49 ist schräg zum aufsteigend geneigten Teilstück 46 um das Oberteil 47 des aufsteigend geneigten Teilstücks 46 so vorgesehen, daß Staub u. ä. der sich im Oberteil 47, aufsteigend geneigten Teilstück 46 oder absteigend geneigten Teilstück 48 ansammelt, durch Wärme erschmolzen wird und nach unten in den Vakuumbehälter 15 oder Staubtopf 53 fließt.
Ein Abzweigteilstück 50 ist unterhalb des absteigend geneigten Teilstücks 48 vorgesehen, und der Staubtopf 53 ist am Unterteil des Abzweigteilstücks 50 so abnehmbar angeordnet, daß der Staub u. ä., der entlang der Innenseite des geneigten Kanals im absteigend geneigten Teilstück 48 herabfällt, im Staubtopf 53 aufgefangen wird.
Gemäß Fig. 33 (Draufsicht) ist der Evakuierungskanal 16-1 so aufgebaut, daß sich die Strömungsrichtung des Abgases um etwa 90º im Abzweigteilstück ändert. Durch Ändern der Richtung und Geschwindigkeit des Abgases auf diese Weise läßt sich das Herabfallen des im Abgas enthaltenen Staubs in den Staubtopf 53 beschleunigen.
Ferner erstreckt sich der Körper des Evakuierungskanals 16-1 vom Endabschnitt des absteigend geneigten Teilstücks 48 als Abzweigteilstück 50, das genau über dem Staubtopf 53 liegt, über einen gebogenen Abschnitt und einen geradlinigen Abschnitt zu einem Einlaß des Gaskühlers 55.
Die Anlage ist so aufgebaut, daß bei Bedarf die wirkliche Länge (L&sub0;) des Evakuierungskanals 16-1, der sich vom Kanaleinlaß 45 zum Einlaß des Gaskühlers 55 erst reckt, und der Neigungswinkel (60) wunschgemäß eingestellt werden.
Der Gaskühler 55 ist eine Kühlvorrichtung für ein Abgas mit einer darin vorgesehenen Kühlplatte o. ä. und ist so aufgebaut, daß das Gas im Kühler mittels einer (nicht gezeigten) Evakuierungsvorrichtung abgegeben wird. Feste Teilchen (Staub) im Abgas, die mit der Kühlplatte oder der Innenwand des Kühlers kollidiert sind und dadurch an Geschwindigkeit verloren haben, werden in einem umgekehrt konischen Unterteil des Gaskühlers 55 aufgefangen und können so bei Bedarf zurückgewonnen werden.
Gemäß Fig. 34 verfügt eine Topflösevorrichtung 52 über eine Führungsstange 58, die in ihrem vorderen Ende ein Keilloch 57 hat; einen Hydraulikzylinder 60 zum senkrechten Bewegen der Führungsstange 58 über eine Scheibenfeder 59; einen oberen Flansch 63 zum Befestigen des Hydraulikzylinders 60; und einen festen Flansch 61 zum beweglichen Halten der Führungsstange 58 über ein Führungsloch (nicht gezeigt) zur Verbindung mit einem Aufnahmeflansch 62 des Staubtopfs 53.
Der Staubtopf 53 ist im wesentlichen ein zylindrischer Behälter mit einem Bodenteilstück, das aus Stahl oder einem Gußstück hergestellt ist, und weist auf: einen im oberen Endabschnitt angeordneten Aufnahmeflansch 62; ein Führungsstangen-Einsetzloch zum Einsetzen der Führungsstange 58 der Topflösevorrichtung 52 darin, das im Aufnahmeflansch vorgesehen ist; und ein Paar Aufhängezapfen 54, die zueinander weisend am Außenumfang des Staubtops 53 vorgesehen sind.
Der Staubtopf 53 ist so aufgebaut, daß bei Bedarf die Innenwand mit einem feuerfesten Auskleidungsmaterial bedeckt sein kann, z. B. einem Feuerfestbetonmaterial zum Auskleiden.
Ist eine große Staubmenge im Staubtopf 53 aufgefangen, kann der Staubtopf 53 mit der Topflösevorrichtung 52 abgenommen werden, wodurch sich der im Staubtopf 53 aufgefangene Staub leicht entfernen läßt und gleichzeitig die Wartung, z. B. das Reinigen um das Abzweigteilstück 50, durchgeführt werden kann.
Lösen läßt sich der Staubtopf 53 vom Evakuierungskanal 16-1 wie folgt: Zunächst wird eine Kette 65 an einem Metallhängelager 64 befestigt, das am Zapfen 54 des Staubtopfs 53 angeordnet ist, und der Staubtopf 53 wird mit Hilfe eines Kettenzugs (nicht gezeigt) abgestützt. In diesem Zustand werden Befestigungsschrauben und -muttern zwischen dem Aufnahmeflansch 62 und Befestigungsflansch 61 entfernt.
Als nächstes wird der Hydraulikzylinder 60 mit einer (nicht gezeigten) Hydraulikeinheit betätigt, um die Führungsstange 58 nach unten zu drücken, während gegen die Scheibenfeder 59 gedrückt wird.
Dadurch kann die auf den Keil 56 ausgeübte Haltekraft gelöst werden, und der in das Keilloch 57 der Führungsstange 58 eingesetzte Keil 56 läßt sich entfernen.
Der Keil 56 wird aus dem Keilloch 57 entfernt, und außerdem wird der Staubtopf 53 mit dem Kettenzug abgesenkt.
Auf diese Weise kann die Führungsstange 58 aus dem Führungsstangen-Einsetzloch 62-1 des Aufnahmeflansches 62 herausgezogen werden, um den Staubtopf 53 vom Evakuierungskanal 16-1 vollständig zu lösen, woran sich die Entfernung von Staub anschließt, der Metall u. ä. enthält, das im Staubtopf 53 aufgefangen wurde.
Beschreibungsgemäß kann der Evakuierungskanal der Erfindung wirksam verhindern, daß sich Staub im Kanal ansammelt. Daher läßt sich ein vorbestimmter Vakuumgrad beibehalten, ohne den Druckverlust beim Evakuieren des Evakuierungskanals zu erhöhen.
Die Vorrichtung der Erfindung besitzt mindestens eines der o. g. Merkmale, die einen stabilen Betrieb der Vorrichtung zum Vakuumfrischen realisieren.

Beispiele

Beispiel 1

In diesem Beispiel erfolgte das Vakuumfrischen eines rostfreien Stahls mit Sauerstoffblasen gemäß einer Ausführungsform der Erfindung unter Verwendung einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen im Sauerstoffblasverfahren in einem Maßstab von 150 Tonnen.
In einem Konverter wurde eine Stahlschmelze mit [%C] 0,6 bis 0,7% und [%Cr] 10 bis 20% durch das Schmelzenverfahren hergestellt, und es erfolgte die Temperaturerhöhung und Entkohlung mit Sauerstoffblasen unter Verwendung einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen im Sauerstoffblasverfahren gemäß Fig. 1.
In diesem Fall wurde der Sauerstoffblasdurchfluß so reguliert, daß für alle Fälle unabhängig von der Temperaturerhöhungsperiode und Entkohlungs-/Frischperiode der Sauerstoffblasdurchfluß auf einem konstanten Durchfluß von 23,3 Nm³/h/t gehalten wurde, bis [%C] 0,3% erreichte; lag [%C] im Bereich von 0,15% bis 0,05%, wurde der Sauerstoffblasdurchfluß von 23,3 Nm³/h/t auf 10,5 Nm³/h/t mit einer konstanten Geschwindigkeit reduziert; und erreichte [%C] 0,05%, wurde das Einblasen von Sauerstoff gestoppt. Der Durchfluß eines Argongases zum Rühren betrug gleichmäßig 4,0 Nl/min/t für die Periode der Temperaturerhöhung und 2,7 Nl/min/t für die Entkohlungs-/Frischperiode.
Bedingungen und Ergebnisse für Durchläufe gemäß Beispiel 1 der Erfindung sind im Vergleich zu Vergleichsdurchläufen in Tabelle 1 und Fig. 3 angegeben. Durchläufe Nr. 1 bis 5 fallen in den Schutzumfang der Erfindung, und Durchläufe Nr. 6 bis 11 sind Vergleichsdurchläufe.
Da für die erfindungsgemäßen Durchläufe Nr. 1 bis 5 gemäß Fig. 4 sowohl der G-Wert für die Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung als auch der G-Wert für die Periode des Entkohlens/Frischens Formel (1) erfüllen, waren in der Temperaturerhöhungsperiode und der Entkohlungs-/Frischperiode die oxidierte Chromoxidmenge und die Spritzmenge sehr klein.
Dagegen kam es im Durchlauf Nr. 6, in dem der G-Wert in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung im Mittel größer als -20 war, zu erheblicher Chromoxidation in der Temperaturerhöhungsperiode. Durchlauf Nr. 7 ist ein Durchlauf, in dem trotz der Tatsache, daß der G-Wert in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung im Mittel nicht größer als -20 war, er -20 in der Temperaturerhöhungsperiode überstieg (Maximalwert -18). In diesem Durchlauf kam es zu Chromoxidation in der Periode, in der der G-Wert -20 überstieg.
Im Durchlauf Nr. 8, in dem der mittlere G-Wert (-18) in der Entkohlungs-/Frischperiode -20 überstieg, lief die Chromoxidation übermäßig stark ab. Dagegen ist Durchlauf Nr. 9 ein Durchlauf, in dem trotz der Tatsache, daß der mittlere G-Wert (-24) im Bereich von -20 bis -35 lag, er -20 in einem Teil der Entkohlungs-/Frischperiode überstieg. In diesem Durchlauf kam es während dieser Periode zur Chromoxidation. Im Durchlauf Nr. 10, in dem der G-Wert (-37) unter -35 in einem Teil der Entkohlungs-/Frischperiode lag, kam es in dieser Periode zu erheblichem Spritzen, was ein Problem der Betriebsbeeinträchtigung aufwarf, obwohl die Chromoxidation verhindert war. Im Durchlauf Nr. 11, in dem Aluminium zut Temperaturerhöhung in der Temperaturerhöhungs-/Sauerstoffblasperiode auf einmal eingeleitet wurde, war die Chromoxidation in der Temperaturerhöhungsperiode erhöht.
Im erfindungsgemäßen Durchlauf 4 wurde der G-Wert in der Periode der Entkohlung/Frischung gemäß Tabelle 1 (2) reguliert. Insbesondere erfolgte das Entkohlen/Frischen so, daß im Verlauf der Entkohlung, bei der [%C] der Stahlschmelze von 0,7% auf 0,05% (bei Sauerstoffblasabschluß) verringert wurde, [%Cr] und T bestimmt wurden und auf der Grundlage der Daten P im Vakuumbehälter reguliert wurde, um den G-Wert gemäß Tabelle 1 (2) zu regulieren. Beim Frischen konnten gemäß Tabelle 1 (2) gute Entkohlungsergebnisse erhalten werden, wenn die Regulierung so erfolgte, daß für den G-Wert der Maximalwert -21 betrug, wobei der Minimalwert -25 und der Mittelwert -23 betrugen. Tabelle 1 (1) Tabelle 1 (2)

Beispiel 2

Zum Nachweis der durch CaO-Zugabe erzielten Wirkung wurde das Verfahren von Beispiel 1 mit der Ausnahme wiederholt, daß CaO zusammen mit Aluminium in der Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung eingeleitet wurde.
Erfindungsgemäße Durchläufe sind zusammen mit Vergleichsdurchläufen in den Tabellen 2 und 3 gezeigt. Durchläufe Nr. 1 bis 12 sind erfindungsgemäße Durchläufe. Da andererseits für den Durchlauf Nr. 13 das WCaO/WAl-Verhältnis unter 0,8 lag, war die Bildung von Calciumaluminat nicht beschleunigt, wodurch Schlacke erstarrt blieb, was es erschwerte, die Stahlschmelze zu beproben, und gleichzeitig zu einem beeinträchtigten Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen führte. Im Durchlauf Nr. 14 war infolge von übermäßigem CaO die Schlackenmenge so groß, daß das Entkohlen durch Sauerstoffstrahl in der Entkohlungsperiode behindert war. Durchläufe Nr. 15 und 16 sind Durchläufe, in denen die Eintauchtiefe des Schnorchels in der Temperaturerhöhungsperiode unter 200 mm lag bzw. 400 mm überstieg. Eine Eintauchtiefe unter 200 mm erschwerte die Probenahme aus der Stahlschmelze und führte zugleich zu verringertem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen. Überstieg dagegen die Eintauchtiefe 400 mm, war der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen infolge unbefriedigender Abgabe der Schlacke im Behälter verringert (d. h. infolge von Entkohlungsbehinderung durch Abdeckung), obwohl die Stahlschmelze leicht beprobt werden konnte. Durchläufe Nr. 17 und 18 sind Durchläufe, in denen die Eintauchtiefe des Schnorchels in der Entkohlungsperiode unter 500 mm lag bzw. 700 mm überstieg. Lag die Eintauchtiefe unter 500 mm, wurden Schlackenerstarrung (schwierige Probenahme aus der Stahlschmelze) infolge von Ausfluß Cr&sub2;O&sub3;-reicher Schlacke aus dem Schnorchel nach außen in einem Frühstadium sowie Senkung des Sauerstoffwirkungsgrads beim Entkohlen beobachtet. Überstieg dagegen die Eintauchtiefe 700 mm, wurde der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen durch verschlechterte Zirkulation der Stahlschmelze nachteilig gesenkt. Nr. 19 und 20 sind Durchläufe, bei denen der Durchfluß eines Argongases zum Rühren in der Temperaturerhöhungsperiode unter 3,3 Nl/min/t lag bzw. 4,7 Nl/min/t überstieg. Lag der Durchfluß des Argongases unter 3,3 Nl/min/t, war der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen beeinträchtigt und auf das Auftreten einer großen Restschlackenmenge im Behälter zurückzuführen. Überstieg andererseits der Argongasdurchfluß 4,7 Nl/min/t, wurde die Probenahme aus der Stahlschmelze infolge unbefriedigender Bildung von Calciumaluminat schwierig. Durchläufe Nr. 21 und 22 sind Durchläufe, in denen der Durchfluß des Argongases zum Rühren in der Entkohlungsperiode unter 1,7 Nl/min/t lag bzw. 6,0 Nl/min/t überstieg. Lag der Durchfluß des Argongases unter 1,7 Nl/min/t, war der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen infolge unbefriedigender Zirkulation beeinträchtigt, während bei einem Durchfluß über 6,0 Nl/min/t der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen infolge von Ausfluß des erzeugten Cr&sub2;O&sub3; aus dem Schnorchel nach außen in einem Frühstadium beeinträchtigt war. Tabelle 2 Tabelle 3

Beispiel 3

Untersucht wurden die Auswirkung der CaO-Zugabe und der Einfluß der Schlackendicke durch Zugabe von CaO in der Periode des Entkohlens/Frischens mit Sauerstoffblasen zum Vakuumbehälter unter den folgenden experimentellen Bedingungen.
Durchläufe von Beispiel 3 wurden in einer 150-t-Stahlschmelzenpfanne unter Verwendung eines rostfreien Stahls mit 16% Cr durchgeführt, der in einem Konverter auf [%C] = 0,7% grob entkohlt war. Für die Durchläufe erfolgte das Entkohlen im Sauerstoffblasverfahren mit einem Sauerstoffblasdurchfluß von 24,0 Nm³/h/t, bis [%C] 0,05% erreichte. Ferner betrug für alle Durchläufe der Durchfluß eines Argongases zum Rühren in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen 3,3 Nl/min/t.
Aus experimentellen Ergebnissen geht hervor, daß bei experimentellen Bedingungen im Schutzumfang der Erfindung gemäß Tabelle 4 das Entkohlen einer Stahlschmelze im Vakuum mit Sauerstoffblasen durchgeführt werden konnte, während eine hohe Produktivität gewahrt blieb, ohne daß der Betrieb durch Spritzen beeinträchtigt wurde. Tabelle 4 Tabelle 5
* Menge je Tonne zu behandelnder Stahlschmelze Tabelle 6
* Menge je Tonne zu behandelnder Stahlschmelze Tabelle 7
* Menge je Tonne zu behandelnder Stahlschmelze Tabelle 8
* Menge je Tonne zu behandelnder Stahlschmelze

Beispiel 4

Ein detailliertes Experiment zum Entkohlen/Frischen in einem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich und einem niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich wurde wie im Beispiel 1 durchgeführt.
Experimentelle Ergebnisse sind in den vorstehenden Tabellen 5 bis 8 zusammengefaßt.
Fig. 15 bis 17 sind Diagramme der Beziehung zwischen dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und dem Eintauchverhältnis (h/H), der Beziehung zwischen dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und dem Durchfluß (N) eines Inertgases bzw. der Beziehung zwischen dem Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen und der Reduzierungsgeschwindigkeit (R) des Durchflusses eines Sauerstoffgases.
Gemäß Fig. 15 und 16 kann der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf mindestens 65% gebracht werden, indem das Eintauchverhältnis (h/H) auf 0,1 bis 0,6 gehalten und indem der Durchfluß (N) des Inertgases auf 0,3 bis 4,0 Nl/min/t gehalten wird.
Wie aus Fig. 17 hervorgeht, kann ferner der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf mindestens 65% gehalten werden, ohne die Produktivität zu beeinträchtigen, indem die Reduzierungsgeschwindigkeit (R) des Sauerstoffgasdurchflusses in den Bereich von 0,6 bis 12,5 Nm³/h/t/min gebracht wird. In Fig. 17 ist der schraffierte Abschnitt ein Bereich, in dem die Produktivität infolge verlängerter Behandlungszeit u. ä. bei der gesamten Frischbehandlung beeinträchtigt ist.
Zum Beispiel ist Durchlauf Nr. 1 von Beispiel 4 ein Durchlauf, in dem im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich der Sauerstoffgasdurchfluß im festgelegten Bereich gehalten wurde, d. h. auf 3 bis 25 Nm³/h/t, während gemäß Tabelle 5 das Eintauchverhältnis (h/H) und der Inertgasdurchfluß (N) auf 0,3 bzw. 1,7 Nl/min/t gehalten wurden und im anschließenden niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich der Sauerstoffgasdurchfluß (Q) mit einer Geschwindigkeit von 6,7 Nm³/ h/t/min reduziert und die Eintauchtiefe (h) des Schnorchels 14 verringert und/oder erhöht wurde.
Wie aus den in den Spalten (i) bis (iv) in Tabelle 5 und 6 gezeigten Ergebnissen deutlich wird, war z. B. im Durchlauf Nr. 1 von Beispiel 4 das Spritzen (i) gering, d. h. die Verhinderung von Spritzen war gut (O), und der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen (ii) im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich sowie der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen (ii) im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich betrugen 74% bzw. 72%, was höhere Werte als ein vorbestimmter Wert (65%) waren, der zur Produktionssteuerung erforderlich ist.
Ferner wurde kein Festkleben zwischen dem Vakuumbehälter und der Pfanne beobachtet (iii), und der Chromverlust (iv) hatte einen geringeren Wert als ein vorbestimmter Wert, d. h. die Verhinderung von Chromverlust war gut (O).
Somit erfüllte Durchlauf Nr. 1 von Beispiel 4 alle Anforderungen (i) bis (iv), und die Gesamtbewertung war gut (O).
Wie aus den Ergebnissen hervorgeht, konnte in allen Durchläufen Nr. 1 bis Nr. 9 von Beispiel 4 eine gute Gesamtbewertung (O) durch richtiges Regulieren und Aufrechterhalten verschiedener Bedingungen für das Entkohlen/Frischen erhalten werden.
Andererseits zeigen die Tabellen 7 und 8 Vergleichsdurchläufe Nr. 1 bis Nr. 8, in denen die Bedingungen außerhalb des Schutzumfangs der Erfindung lagen. Für alle Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 8 war die Gesamtbewertung schlecht (X).
Durchlauf Nr. 1 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem das Eintauchverhältnis (h/H) auf 0,06 eingestellt war, was ein Wert außerhalb des in der Erfindung festgelegten Bereichs (0,1 bis 0,6) war. In diesem Fall betrug der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich 43%, d. h. ein geringerer Wert als der Bezugswert von 65% für die Erfindung.
Durchlauf Nr. 2 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Sauerstoffgasdurchfluß (Q) auf einen Wert eingestellt war, der außerhalb des in der Erfindung festgelegten Bereichs (3 bis 25 Nm³/h/t) und darüber lag. In diesem Fall war der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich mit 45% gering.
Durchlauf Nr. 3 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Inertgasdurchfluß (N) auf 0,15 Nl/min/t eingestellt war, d. h. ein Wert außerhalb des in der Erfindung festgelegten Bereichs (0,3 bis 4,0 Nl/min/t). In diesem Durchlauf betrug der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich 38%, d. h. ein geringerer Wert als im Durchlauf Nr. 2.
Durchlauf Nr. 4 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Sauerstoffgasdurchfluß auf einen Wert eingestellt war, der außerhalb des in der Erfindung festgelegten Bereichs (3 bis 25 Nm³/h/t) und darunter lag. In diesem Fall betrug der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich 42%, d. h. er war schlecht.
Durchlauf Nr. 5 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die Reduzierungsgeschwindigkeit (R) des Sauerstoffgasdurchflusses im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich auf 0,2 Nm³/h/t/min eingestellt war, also auf einen Wert außerhalb des in der Erfindung festgelegten Bereichs (0,5 bis 12,5 Nm³/h/t/min). In diesem Durchlauf war der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich mit 31% gering.
Durchlauf Nr. 6 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die Reduzierungsgeschwindigkeit (R) des Sauerstoffgasdurchflusses im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich auf 16,2 Nm³/h/t/min eingestellt war, also auf einen Wert, der den in der Erfindung festgelegten Bereich (0,5 bis 12,5 Nm³/h/t/min) überstieg. In diesem Durchlauf wurde die Menge von Chromverlust o. ä. groß und war nicht zu vernachlässigen, was zu erheblich niedrigerer Produktivität führte.
Durchlauf Nr. 7 ist ein letzter Vergleichsdurchlauf, in dem das Entkohlen/Frischen erfolgte, wobei die Eintauchtiefe (h) des in die Stahlschmelze eingetauchten Schnorchels 14 im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich unverändert blieb. In diesem Durchlauf wurde Schlacke 12 auf der Stahlschmelzenoberfläche an der Innenwand der Pfanne 13 und Außenwand des Schnorchels 14 abgelagert, wodurch es zum Festkleben zwischen Pfanne und Schnorchel kam, was die Herstellung behinderte.

Beispiel 5

Durchgeführt wurde ein Experiment zum Entgasen unter Verwendung einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen in einem Maßstab von 150 Tonnen (t). Tabelle 9 zeigt erfindungsgemäße Durchläufe und Tabelle 10 Vergleichsdurchläufe.
Nachdem in jedem der erfindungsgemäßen Durchläufe Nr. 1 bis 14 gemäß Tabelle 9 und in den Durchläufen Nr. 15 bis 26 (Vergleichsdurchläufe) gemäß Tabelle 10 eine rostfreie Rohstahlschmelze mit einer Chromkonzentration von mindestens 5% (hauptsächlich 10 bis 20%) auf eine Kohlenstoffkonzentration von 0,7% in einem Konverter grob entkohlt wurde, wurde die Stahlschmelze im Vakuum dem Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen unterzogen, woran sich eine 30 bis 60-minütige Entgasung anschloß. Die Soll-Kohlenstoffkonzentration der Stahlgüten in allen erfindungsgemäßen Durchläufen beträgt höchstens 0,002% (20 ppm). Der Sauerstoffblasdurchfluß beim Ent kohlen/Frischen im Sauerstoffblasverfahren wurde konstant gehalten, d. h. auf 20 Nm³/h/t.
Durchlauf Nr. 15 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem [%C] beim Sauerstoffblasabschluß 0,012% betrug (niedriger als 0,02%). Dies führte zu erhöhter Chromoxidation beim Sauerstoffblasen. Durchlauf Nr. 16 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem [%C] beim Sauerstoffblasabschluß 0,125% betrug (höher als 0,1%). Dies führte zu erhöhter erreichter Kohlenstoffkonzentration, was es unmöglich machte, den erwünschten rostfreien Stahl in einem vorbestimmten Behandlungszeitbereich herzustellen. Durchlauf Nr. 17 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Vakuumgrad beim Sauerstoffblasabschluß höher als der in der Erfindung festgelegte Vakuumgrad war. In diesem Durchlauf konnte infolge einer unzureichenden Sauerstoffmenge beim Entgasen das Entkohlen nicht reibungslos durchgeführt werden. Durchlauf Nr. 18 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Vakuumgrad beim Sauerstoffblasabschluß niedriger als der in der Erfindung festgelegte Vakuumgrad war. In diesem Durchlauf war die Chromoxidation ungünstig erhöht.
Durchlauf Nr. 19 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der erreichte Vakuumgrad beim Entgasen 12 Torr betrug. In diesem Durchlauf war der erreichte [%C]-Wert infolge eines hohen erreichten Gleichgewichtswerts hoch. Durchlauf Nr. 20 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die beim Entgasen wieder eingeblasene Sauerstoffmenge klein war. In diesem Durchlauf war die Sauerstoffmenge in der Stahlschmelze beim Entgasen so gering, daß das Entkohlen nicht problemlos verlaufen konnte, was zu einem hohen erreichten [%C]-Wert führte. Durchlauf Nr. 21 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die wieder eingeblasene Sauerstoffmenge groß war. In diesem Durchlauf wurde Chrom wegen des vorhandenen überschüssigen Sauerstoffs oxidiert.
Durchlauf Nr. 22 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Vakuumgrad beim Wiedereinblasen von Sauerstoff höher als der in der Erfindung festgelegte Bereich war. In diesem Durchlauf war die in der Stahlschmelze zu lösende Sauerstoffmenge unzureichend. Dies bewirkte eine verringerte Entkohlungsgeschwindigkeit, was zu einem hohen erreichten [%C]-Wert führte. Durchlauf Nr. 23 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Vakuumgrad beim Wiedereinblasen von Sauerstoff niedriger als der in der Erfindung festgelegte Bereich war. In diesem Durchlauf kam es zu Chromoxidation. Durchlauf Nr. 24 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die Menge eines Argongases, das ein Beispiel für das Gas zum Rühren ist, kleiner als die in der Erfindung festgelegte war. Da in diesem Durchlauf die Stahlschmelze nicht befriedigend gerührt wurde, war der erreichte [%C]-Wert hoch. Durchlauf Nr. 25 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die Menge des Argongases über dem in der Erfindung festgelegten Bereich lag. In diesem Durchlauf wurde das Feuerfestmaterial durch das Gas stark angegriffen, was zu erhöhten Schäden am Feuerfestmaterial führte. Durchlauf Nr. 26 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die Menge der Restschlacke erhöht war. Da in diesem Durchlauf die freie Oberfläche, die eine Hauptstelle für die Entkohlungsreaktion ist, nicht befriedigend gewährleistet war, war die Entkohlungsgeschwindigkeit so gering, daß der erreichte [%C]-Wert hoch war. Tabelle 9 Tabelle 10

Beispiel 6

Dieses Beispiel wurde mit einer Vorrichtung zum Vakuumentgasen in einem Maßstab von 175 Tonnen durchgeführt. Nachdem eine Stahlschmelze mit [%C] etwa 0,7% und [%Cr] mindestens 5% (hauptsächlich 10 bis 20%) durch das Schmelzenverfahren in einem Konverter hergestellt war, wurde die Stahlschmelze anschließend dem Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen auf [%C] = 0,01% in einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen mit einem Aufbau gemäß Fig. 1 unterzogen. Nach dem Sauerstoffblasabschluß wurde die Stahlschmelze 30 min durch bloßes Rühren entgast, indem ein Inertgas vom Boden der Pfanne eingeblasen wurde, wodurch die C-Konzentration auf höchstens 20 ppm gebracht wurde.
Tabelle 11 zeigt Durchläufe in der Entgasungsperiode gemäß der Erfindung im Vergleich mit Vergleichsdurchläufen. Durchlauf Nr. 5 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der K- Wert 3,5 überstieg. In diesem Durchlauf blieben die Flächengröße der durch Gasblasen aktivierten Oberfläche und die Rührintensität befriedigend erhalten, und der erreichte [C]- Wert war gering. Allerdings beschleunigte sich die Erosion des Feuerfestmaterials infolge einer erhöhten eingeblasenen Gasmenge u. ä. Daher sind Bedingungen im Durchlauf Nr. 5 zum praktischen Einsatz ungeeignet.
Wie Tabelle 11 zeigt, kann erfindungsgemäß durch Verringerung des Chromverlusts durch Oxidation unter Ausnutzung des Effekts, der durch richtiges Regulieren der Sauerstoffzufuhrgeschwindigkeit und richtiges Regulieren des Rührzustands in der Stahlschmelze innerhalb des Schnorchels in der Sauerstoffblasperiode und ferner durch Aufrechterhalten der durch Gasbläsen aktivierten Fläche und der Oberflächenrührintensität in der Entgasungsperiode erreicht wird, vorteilhaft ein hochreiner rostfreier Stahl rationell durch das Schmelzenverfahren hergestellt werden. Tabelle 11

Beispiel 7

Ein Experiment wurde gemäß der nachfolgenden Beschreibung durchgeführt, wobei Aluminium zur Reduktion nach dem erfindungsgemäßen Vakuumfrischen und Entgasen zugegeben wurde.
In diesem Beispiel wurde das Experiment unter Verwendung einer Vorrichtung zum Vakuumfrischen in einem Maßstab von 150 Tonnen durchgeführt. Eine rostfreie Rohstahlschmelze mit einer Chromkonzentration von mindestens 5% (hauptsächlich 10 bis 20%), die aus einem Konverter abgestochen war, wurde dem Vakuum-Entkohlen/Frischen im Sauerstoffblasverfahren unterzogen und dann entgast, woran sich die Aluminiumzugabe von der Oberseite des Vakuumbehälters anschloß, um beim Sauerstoffblasen erzeugtes Cr&sub2;O&sub3; zu reduzieren, wodurch Cr zurückgewonnen wurde. Für alle Durchläufe betrug die Reduktionszeit 5 min.
Tabelle 12 zeigt erfindungsgemäße Durchläufe in Gegenüberstellung zu Vergleichsdurchläufen.
Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 9 sind erfindungsgemäße Durchläufe. Durchlauf Nr. 10 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Argongasdurchfluß zum Rühren bei der Einleitung von Aluminium zur Reduktion unter 0,1 Nl/min/t lag. In diesem Durchlauf drang die Stahlschmelze in den porösen Stopfen ein, was die anschließende Reduktion negativ beeinflußte. Durchlauf Nr. 11 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Argongasdurchfluß bei der Einleitung von Aluminium übermäßig hoch war. In diesem Durchlauf kam es zum Stoßen unmittelbar nach der Aluminiumeinleitung. Durchlauf Nr. 12 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem der Vakuumgrad bei der Reduktion über 400 Torr lag. Auch in diesem Durchlauf kam es zum Stoßen. Durchläufe Nr. 13 und 14 sind Vergleichsdurchläufe, in denen der Durchfluß des Argongases zum Rühren nach der Einleitung von Aluminium unter 5 Nl/min/t lag bzw. 10 Nl/min/t überstieg. Lag in diesem Fall der Argongasdurchfluß unter 5 Nl/min/t, war die Cr&sub2;O&sub3;-Rückgewinnung verringert. Überstieg dagegen der Argongasdurchfluß 10 Nl/min/t, wurde eine große Stickstoffaufnahme beobachtet. Durchlauf Nr. 15 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem bei beobachteter Ablagerung und Erstarrung von Cr&sub2;O&sub3;-haltiger Schlacke am Oberteil der Pfannenwand Aluminium in den Vakuumbehälter eingeleitet wurde, der in die. Stahlschmelze eingetaucht war. In diesem Fall war die Rückgewinnung von Cr&sub2;O&sub3; erheblich reduziert. Tabelle 12
*) Kein Ar-Fluß wegen problematischen Eindringens der Stahlschmelze in den porösen Stopfen.

Beispiel 8

Der Schutz eines Schnorchels in einem Vakuumbehälter zum Vakuumfrischen einer rostfreien Stahlschmelze gemäß der Erfindung erfolgte gemäß der nachfolgenden Beschreibung.
Zunächst wurde eine Stahlschmelze mit einem Gewicht von 150 Tonnen (t) mit 13 Gew.-% Chrom, 0,7 Gew.-% Kohlenstoff und 0,03 bis 0,20 Gew.-% Silizium durch das Schmelzenverfahren in einem Konverter hergestellt, und die Stahlschmelze wurde in eine Pfanne 13 abgestochen.
Beim Abstich der Stahlschmelze wurde die Schlackengießmenge aus dem Konverter auf etwa 1000 kg (mit einem Gehalt von 30 Gew.-% SiO&sub2;) reguliert, und in der Vorrichtung 10 zum Vakuumfrischen gemäß Fig. 1 wurden ferner das Frischen durch Entkohlen, Frischen durch Entgasen sowie Frischen durch Reduktion durchgeführt.
Um zudem die Schlacke und die Beschleunigung des Reduktionsfrischens zu regulieren, wurden CaO und metallisches Aluminium so zugegeben, daß CaO in zwei oder drei Anteilen beim Entgasen/Frischen aufgeteilt zugegeben und metallisches Aluminium in zwei oder drei Anteilen zu Beginn der Reduktion des Reduktionsfrischens und im Verlauf des Reduktionsfrischens zugegeben wurde.
In diesem Fall wurde für Schlacken Nr. 1 bis Nr. 4 gemäß der Erfindung in Tabelle 13 CaO auf 8 bis 18 kg/t reguliert, und das metallische Aluminium wurde auf 6 bis 18 kg/t bezogen auf Al&sub2;O&sub3; reguliert. Insbesondere betrug bei Schlacke Nr. 4 die aus dem Konverter gegossene Schlackenmenge etwas das 1,5- fache, was zu einem aus der Schlackenzusammensetzung abgeleiteten erhöhten SiO&sub2;-Gehalt führte.
Als nächstes wurde die auf die Zusammensetzung gemäß Tabelle 13 regulierte Schlacke auf den Schnorchel 14 in seinem Abschnitt vom unteren Ende bis 500 mm vom unteren Ende aufgetragen, um eine 30 mm dicke Beschichtung durch einmaliges Eintauchen zu bilden. Ferner wurden das Beschichten, Stehenlassen und Frischen unter reduziertem Druck wiederholt. Die Ergebnisse wurden mit der herkömmlichen Technik verglichen, bei der keine Schlackenbeschichtung vorlag.
Im Hinblick auf die Verwendungshäufigkeit des Schnorchels im Vergleich zur herkömmlichen Technik, bei der das Vakuumfrischen wiederholt unter verringertem Druck ohne vorgesehene Beschichtung erfolgt, konnte die Erfindung die Verwendungshäufigkeit des Schnorchels um das 1,5-fache erhöhen, da sich der Schmelzenverlust verringerte, der durch die Stahlschmelze oder Schlacke verursacht wird, und das Abplatzen infolge von Wärmebelastung zurückging.
Wegen der erhöhten Verwendungshäufigkeit des Schnorchels betrugen die Kosten für Feuerfestmaterial beim Schnorchel der Erfindung etwa 0,6, setzt man die Kosten für Feuerfestmaterial bei der herkömmlichen Technik mit 1 an, was zeigt, daß eine erhebliche Kostensenkung von 40% erreicht werden konnte.
Da ferner die Schlacke zur Beschichtung Zusatzstoffe und die produzierte Zusammensetzung nutzt, die auch beim Entkohlen/Frischen und Entgasen/Frischen in der Frischvorrichtung unter reduziertem Druck wirksam funktionieren können, insbesondere bei der Beschleunigung der Reaktion zum Reduktionsfrischen, lassen sich sowohl der Schutz des den Schnorchel bildenden Feuerfestmaterials als auch die Beschleunigung des Frischens in Synergie nutzen, was den Frischwirkungsgrad, die Nutzungsdauer des Schnorchels, die Senkung der Kosten für Feuerfestmaterial u. ä. gleichzeitig verbessert.
Im wesentlichen der gleiche Effekt ließ sich erreichen, wenn die Beschichtung mehrmals erfolgte, indem das Eintauchen und Stehenlassen wiederholt durchgeführt wurden, um eine 60 mm dicke Beschichtung zu bilden. Durch mehrfaches Auftragen konnte der auf Abplatzen zurückzuführende Verlust, der durch die Hochtemperatur-Stahlschmelze und die Schlackenwärme erzeugt wird, bei der Wiederverwendung des Schnorchels verhindert werden, was bessere Ergebnisse lieferte. Tabelle 13

Beispiel 9

Das nachfolgende Experiment wurde unter Verwendung einer erfindungsgemäßen Vorrichtung zum Vakuumfrischen gemäß Fig. 24 durchgeführt.
Tabellen 14 und 15 zeigen die Ergebnisse des Vakuum-Entkohlens/Frischens für erfindungsgemäße Durchläufe Nr. 1 bis 6, wobei Bedingungen für das Vakuum-Entkohlen/Frischen auf jeweilige verschiedene Werte eingestellt wurden, z. B. der Innendurchmesser DL und die Innenschnittfläche SL (m²) eines Teilstücks 36 mit größerem Durchmesser, das einem Freiraumteilstück entsprach, die Länge A des Teilstücks mit größerem Durchmesser, der Sauerstoffblasabstand L und die Innenschnittfläche SS (m²) des Teilstücks 37 mit einem Innendurchmesser DS.
Wie aus Tabellen 14 und 15 hervorgeht, waren in den erfindungsgemäßen Durchläufen Nr. 1 bis 6, in denen das Verhältnis DL/L und das Verhältnis SS/SL, mit denen die geometrische Konfiguration des Vakuumbehälters 15 beim Vakuumfrischen festgelegt ist, auf 0,5 bis 1,2 bzw. 0,5 bis 0,9 eingestellt waren, die Ablagerung des Metalls im Vakuumbehälter und der Schmelzenverlust des Feuerfestmaterials in Entsprechung zur waagerechten Position des Abschnitts kurz über der Stahlschmelzenoberfläche (der Abschnitt kurz über der Überhitzungszone) sehr gering (oder überhaupt nicht vorhanden), und deutlich wird, daß gemäß der Kennzeichnung O in der Tabelle die Feuerfestmaterialkosten innerhalb eines vorbestimmten Wertebereichs gehalten wurden und die Gesamtbewertung gut (O) war.
"Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen" bezeichnet den Anteil der Sauerstoffgasmenge, der zum Entkohlen beitrug, bezogen auf die Gesamtmenge des durch die Sauerstofflanze zugeführten Sauerstoffgases. Für die erfindungsgemäßen Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 6 lag der Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen auf einem Niveau von 68% bis 78%.
Die Zeit zum innigen Vermischen ist eine Kennzahl für den Rührgrad der Stahlschmelze 11 beim Vakuumfrischen und wird z. B. als Zeit von der Einleitung eines metallischen Elements o. ä. in die Stahlschmelze als Anfangspunkt bis zu dem Zeitpunkt ausgedrückt, zu dem die Konzentration des metallischen Elements gleichmäßig oder konstant wird. Für die erfindungsgemäßen Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 6 lag die Zeit zum innigen Vermischen im Bereich von 38 bis 51 s.
Im übrigen sind in Tabelle 16 Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 4 Vergleichsdurchläufe, in denen das Verhältnis DL/L oder das Verhältnis SS/L außerhalb des ordnungsgemäßen Bereichs lagen.
Durchlauf Nr. 1 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem das Verhältnis DL/L 0,4 betrug und außerhalb des richtigen Bereichs lag. In diesem Durchlauf war der Schmelzenverlust des Feuerfestmaterials in Entsprechung zur waagerechten Position des Abschnitts unmittelbar über der Stahlschrnelzenoberfläche signifikant. Dadurch wurde der Durchlauf Nr. 1 als inakzeptabel (X) bewertet.
Durchlauf Nr. 2 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem das Verhältnis DL/L 1,5 betrug, d. h. stark außerhalb des richtigen Bereichs lag. In diesem Durchlauf war die Kraft, mit der Sauerstoff auf die Stahlschmelzenoberfläche geblasen wurde, so schwach, daß der Wirkungsgrad der Entkohlungsreaktion erheblich gesenkt war. Daher wurde der Durchlauf Nr. 2 als inakzeptabel (X) bewertet.
Durchlauf Nr. 3 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem das Verhältnis SS/SL 0,4 betrug, d. h. unter dem richtigen Bereich lag. In diesem Durchlauf war der Strömungswiderstand des Abgases so groß, daß der Vakuumgrad verringert war. Dadurch wurde der Durchlauf Nr. 3 als inakzeptabel (X) bewertet.
Durchlauf Nr. 4 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem das Verhältnis SS/SL 1,0 betrug, d. h. über dem richtigen Bereich lag. In diesem Durchgang kam es zu starker Ablagerung des Metalls im Vakuumbehälter. Daher wurde der Durchlauf Nr. 4 als inakzeptabel (X) bewertet. Tabelle 14 Tabelle 15 Tabelle 16

Beispiel 10

Gemäß der nachfolgenden Beschreibung wurde ein Experiment zum Brennerblasen beim Sauerstoffblasen gemäß der Erfindung durchgeführt.
Erfindungsgemäße Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 7 sind Durchläufe, in denen das Vakuumfrischen unter Bedingungen beim Vakuum-Entkohlen/Frischen im Sauerstoffabwärtsblasverfahren gemäß Tabelle 17 und 18 durchgeführt wurde. In diesen Tabellen sind die Ergebnisse zusammengefaßt (Metallablagerung, Beschädigungszustand am Feuerfestmaterial und Bewertung).
In diesen Tabellen bezeichnet die Oberflächentemperatur im Dach die mittlere Temperatur (ºC) in jeder Periode, und in der Spalte "Brennerblasgas beim Sauerstoffblasen" ist die Art des den Brennern 44-1 und 44-2 gemäß Fig. 24 und 30 zugeführten Gases angegeben.
Zum Beispiel ist Durchlauf Nr. 1 ein erfindungsgemäßer Durchlauf, in dem das Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen im Vakuum so durchgeführt wurde, daß der Abstand L des vorderen Endes des Brenners und der Brennerausstoßwinkel θh auf 2,3 m bzw. 50º eingestellt waren, und die mittlere Oberflächentemperatur im Dach in der Frischperiode mit Sauerstoffblasen, die mittlere Oberflächentemperatur im Dach in der Frischperiode ohne Sauerstoffblasen und die mittlere Oberflächentemperatur im Dach in der Standperiode auf 1520ºC, 1500ºC bzw. 800ºC mit Hilfe der Brenner 44-1 und 44-2 reguliert wurden.
Im erfindungsgemäßen Durchlauf Nr. 1 lag keine Ablagerung des Metalls im Dach 35 vor, und der Verlust an Feuerfestmaterial war sehr klein. Daher wurde Durchlauf Nr. 1 mit gut bewertet (O).
In den erfindungsgemäßen Durchläufen Nr. 1 bis Nr. 7 führte das Halten der Oberflächentemperatur des Dachs beim Sauerstoffblasen (in der Frischperiode mit Sauerstoffblasen) und ohne Sauerstoffblasen (in der Frischperiode ohne Sauerstoffblasen) in einem vorbestimmten Bereich von 1200 bis 1700ºC durch die Brenner 44-1 und 44-2 zur Verhinderung der Metallablagerung und zu minimiertem Verlust an Feuerfestmaterial, d. h. lieferte gute Ergebnisse (O)
Vergleichsdurchläufe Nr. 1 bis Nr. 4 gemäß Tabelle 19 sind Vergleichsdurchläufe, in denen die Oberflächentemperatur des Dachs in der Sauerstoffblasperiode (Frischperiode mit Sauerstoffblasen) oder der Periode ohne Sauerstoffblasen (Frischperiode ohne Sauerstoffblasen) außerhalb des vorbestimmten Bereichs von 1200 bis 1700ºC lag. Bei allen Vergleichsdurchläufen Nr. 1 bis Nr. 4 war die Metallablagerung oder der Verlust an Feuerfestmaterial erheblich. Daher wurden diese Vergleichsdurchläufe als inakzeptabel (X) bewertet.
Zum Beispiel ist Vergleichsdurchlauf Nr. 1 ein Vergleichsdurchlauf, in dem das Entkohlen/Frischen mit Sauerstoffblasen im Vakuum so durchgeführt wurde, daß der Abstand L des vorderen Endes des Brenners und der Brennerausstoßwinkel θh auf 3,5 m bzw. 65º eingestellt waren und die mittlere Oberflächentemperatur im Dach in der Frischperiode mit Sauerstoffblasen, die mittlere Oberflächentemperatur im Dach in der Frischperiode ohne Sauerstoffblasen und die mittlere Oberflächentemperatur im Dach in der Standperiode auf 1150ºC, 1100ºC bzw. 800ºC reguliert wurden.
In diesem Fall war gemäß Tabelle 19 der Abstand des vorderen Brennerendes groß, und die Position des vorderen Endes war so niedrig, daß die Temperatur des Dachs 35 unter dem vorbestimmten Bereich lag, was zu einer erhöhten Ablagerungsmenge des Metalls im Dach 35 führte. Tabelle 17 Tabelle 18 Tabelle 19

Beispiel 11

Ein Experiment zu einem Evakuierungskanal gemäß Fig. 32 wurde wie folgt durchgeführt:
Erfindungsgemäße Durchläufe Nr. 1 bis Nr. 4 gemäß Tabelle 20 sind Durchläufe, in denen das Vakuumfrischen so durchgeführt wurde, daß Betriebsbedingungen, z. B. der Neigungswinkel (θ&sub0;) in einem aufsteigend geneigten Teilstück 46 eines Evakuierungskanals 16-1 und die wirkliche Länge (L&sub0;) des Evakuierungskanals 16-1, variiert wurden. Die Ergebnisse des Betriebs sind in Tabelle 20 zusammengefaßt.
Beispielsweise ist der erfindungsgemäße Durchlauf Nr. 1 in Tabelle 20 ein Durchlauf, in dem das Vakuumfrischen etwa 5 Tage so durchgeführt wurde, daß der Neigungswinkel (θ&sub0;) auf 45º gebracht, die wirkliche Länge (L&sub0;) auf 22 m gebracht und ein Staubtopf 53 (Metalltopf) unter einem absteigend geneigten Teilstück 48 angeordnet wurde.
Wie in der Spalte der Betriebsergebnisse gezeigt ist, war der Ablagerungszustand von Staub in einem Kanaleinlaß 45 sehr gering, es gab keine Beschädigung eines Gaskühlers 55, die durch die Staubablagerung hervorgerufen war, und der erreichte Vakuumgrad konnte auf 0,5 Torr gehalten werden. Als Ergebnis wurde der Durchlauf Nr. 1 mit gut (O) bewertet.
Wie aus den Ergebnissen der Durchläufe Nr. 2 bis Nr. 4 hervorgeht, konnten gute Ergebnisse erhalten werden, indem der Neigungswinkel (θ&sub0;) und die wirkliche Länge (L&sub0;) auf jeweilige vorbestimmte Bereiche gebracht wurden und der Metalltopf 53 vorgesehen wurde.
Vergleichsdurchläufe Nr. 1 bis Nr. 4 entsprechend den erfindungsgemäßen Durchläufen sind in Tabelle 21 gezeigt.
Beispielsweise sind die Vergleichsdurchläufe Nr. 1 und Nr. 2 in Tabelle 21 Vergleichsdurchläufe, in denen der Neigungswinkel (80) im aufsteigend geneigten Teilstück 46 auf 15º für den Vergleichsdurchlauf Nr. 1 und 0º für den Vergleichsdurchlauf Nr. 2 eingestellt war, die außerhalb des ordnungsgemäßen Bereichs von 30 bis 60º lagen. In diesen Durchläufen war die Staubablagerung im Kanaleinlaß 45 erheblich, der Druckverlust im Evakuierungskanal 16-1 war erhöht, und der erreichte Vakuumgrad lag auf einem Niveau von 35 Torr bzw. 45 Torr. Dadurch wurden die Vergleichsdurchläufe Nr. 1 und Nr. 2 als inakzeptabel (X) bewertet.
Vergleichsdurchlauf Nr. 3 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem kein Metalltopf vorgesehen war. In diesem Durchlauf war die Staubablagerung im Kanaleinlaß 45 sehr gering. Allerdings erreichte Staub, der im Kanal jenseits des Oberteils 47 des aufsteigend geneigten Teilstücks 46 strömte, den Gaskühler 55, ohne aufgefangen zu werden. Dies bewirkte erhebliche Schäden am Gaskühler und führte zu einem geringen erreichten Vakuumgrad von 40 Torr.
Vergleichsdurchlauf Nr. 4 ist ein Vergleichsdurchlauf, in dem die wirkliche Länge (L&sub0;) des Evakuierungskanals 16-1 6 m betrug, d. h. außerhalb des richtigen Bereichs lag (15 bis 50 m). Da in diesem Durchlauf trotz der Bereitstellung des Metalltopfs 53 die wirkliche Länge (L&sub0;) kurz war, war die einströmende Staubmenge in den Gaskühler 55 erhöht, war zu erhöhten Schäden am Gaskühler 55 führte. Tabelle 20 Tabelle 21

Gewerbliche Anwendbarkeit

Erfindungsgemäß kann beim Geradrohr-Vakuumfrischen die optimale Regulierung des Drucks in einem Vakuumbehälter in einer Periode der Aluminiumtemperaturerhöhung und zusätzlich die Zufuhr eines Sauerstoffgases mit optimalem Durchfluß entsprechend der Kohlenstoffkonzentration bei gleichzeitiger Regulierung der Schlackenkomponente in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen den Oxidationsverlust von Chrom bei der Aluminiumtemperaturerhöhung hemmen, den Sauerstoffwirkungsgrad beim Entkohlen in der Entkohlungsperiode mit Sauerstoffblasen verbessern sowie im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich Spritzen in einem Schnorchel des Vakuumbehälters sowie Festkleben des eingetauchten Teilstücks der Düse durch Schlacke verhindern. Daher ist das erfindungsgemäße Verfahren zum Frischen einer Stahlschmelze aus gewerblicher Sicht sehr vorteilhaft.

Claims

1. Verfahren zum Vakuumfrischen einer Stahlschmelze, die eine Kohlenstoffkonzentration von 1,0 bis 0,01 Gew.-% hat und in einer Pfanne enthalten ist, unter Verwendung einer Vakuumfrischvorrichtung mit einem Vakuumbehälter, der mit einem in die Stahlschmelze eingetauchten einsträngigen Geradrohrschnorchel versehen ist, wobei das Innere des Vakuumbehälters evakuiert wird, damit die Stahlschmelze durch das Innere des Schnorchels in den Vakuumbehälter aufsteigen kann, wobei das Verfahren die folgenden Schritte aufweist:

eine Temperaturerhöhungsbehandlung durch Zugabe von Al zur Stahlschmelze im Vakuumbehälter und Einblasen von Sauerstoff unter einem vorbestimmten Vakuumgrad, ein Vakuum-Entkohlen/Frischen in einem hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich, wobei die Kohlenstoffkonzentration der Stahlschmelze nicht unter einer kritischen Kohlenstoffkonzentration im Bereich von 0,3 bis 0,1 Gew.-% liegt,

ein Vakuum-Entkohlen/Frischen in einem niedrigeren Kohlenstoffkonzentrationsbereich als die kritische Kohlenstoffkonzentration, vorzugsweise bis ein Kohlenstoffgehalt im Bereich von 0,01 bis 0,1 Gew.-% liegt, und Beenden des Sauerstoffblasens durch eine Aufblaslanze und Durchführen einer Entgasungsbehandlung unter einem vorbestimmten Vakuumgrad,

wobei im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich ein Sauerstoffgas mit einem Durchfluß in einem Bereich von 3 bis 25 Nm³/h/Tonne Stahl in die Stahlschmelze durch die Aufblaslanze eingeblasen wird, die durch ein Einsatzloch in einem Dach des Vakuumbehälters anhebbar vorgesehen ist, und ein Inertgas mit einem Durchfluß in einem Bereich von 0,3 bis 10 Nl/min/Tonne Stahl von einer unteren Position der Pfanne eingespritzt wird und der Vakuumgrad im Behälter im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich auf einen Wert in einem Bereich von -35 bis -20 ausgedrückt in GG, definiert durch die folgende Gleichung (1), reguliert wird, wodurch das Entkohlen/Frischen durch Sauerstoffblasen gefolgt von Entgasen durchgeführt wird:

G = 5,96 · 10&supmin;³ · T · ln(P/PCO) (1),

wobei PCO = 760 · {10(-13800/T &spplus; 8,75)} · [%C]/[%Cr] (2),

P < 760;

wobei T eine Stahlschmelzentemperatur in K darstellt und P den Vakuumgrad im Behälter in Torr darstellt.

2. Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Durchfluß des von der unteren Position der Pfanne eingespritzten Inertgases im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich oberhalb der kritischen Kohlenstoffkonzentration auf einen Bereich von 0,3 bis 4 Nl/min/Tonne Stahl gebracht wird und im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich nicht oberhalb der kritischen Kohlenstoffkonzentration auf einen Bereich von mehr als 4 bis 10 Nl/min/Tonne Stahl gebracht wird.

3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei in der Temperaturerhöhungsperiode infolge einer Oxidation von Aluminium in einem Schritt vor dem Entkohlen/Frischen durch Sauerstoffblasen die Temperatur der Stahlschmelze so erhöht wird, daß die Stahlschmelze in die Pfanne gegossen wird, der Schnorchel in die Stahlschmelze eingetaucht wird und zusätzlich der Vakuumgrad P in der Atmosphäre im Vakuumbehälter so gesteuert wird, daß sich ein durch die Gleichung (1) bestimmter G-Wert von höchstens -20 ergibt, Aluminium der Stahlschmelze im Vakuumbehälter mit dem gesteuerten Vakuumgrad zugegeben wird und das Sauerstoffgas durch die Aufblaslanze in den Vakuumbehälter geblasen wird, um Aluminium zu oxidieren, wodurch die Temperatur der Stahlschmelze erhöht wird.

4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, wobei Branntkalk in einer 0,8 bis 4,0 WAl (kg) entsprechenden Menge, wobei WAl die zur Temperaturerhöhung zugegebene Aluminiummenge darstellt, in den Behälter von der Temperaturerhöhungsperiode bis zur Periode der Entkohlung durch Sauerstoffblasen zugegeben wird und zusätzlich die Eintauchtiefe des Schnorchels in der Stahlschmelze in der Temperaturerhöhungsperiode im Bereich von 200 bis 400 mm liegt.

5. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei in der Entkohlungsperiode durch Sauerstoffblasen ein Inertgas in die Pfanne von der unteren Position der Pfanne unter Bedingungen eingespritzt wird, die eine Forderung erfüllen, daß eine aktivierte Oberflächengröße auf mindestens 10% der gesamten Oberflächengröße der Stahlschmelze und mindestens 100% einer durch einen Sauerstoffgasstrahl angeblasenen Oberfläche gebracht wird, wodurch die Stahlschmelze gerührt wird.

6. Verfahren nach Anspruch 1, 2 oder 4, wobei im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich in der Entkohlungsperiode durch Sauerstoffblasen Branntkalk oder dergleichen in den Vakuumbehälter auf einmal oder aufgeteilt eingeleitet wird, um Schlacke mit einer Dicke von 100 bis 1000 mm bezogen auf einen stillen Zustand auf der Oberfläche der Stahlschmelze im Schnorchel zu bilden, die anschließend beibehalten bleibt.

7. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei im hohen Kohlenstoffkonzentrationsbereich in der Entkohlungsperiode durch Sauerstoffblasen die Eintauchtiefe des Schnorchels in die Stahlschmelze im Bereich von 500 bis 700 mm liegt.

8. Verfahren nach Anspruch 1, 2, 5 oder 7, wobei im niedrigen Kohlenstoffkonzentrationsbereich in der Entkohlungsperiode durch Sauerstoffblasen das Entkohlen durch Sauerstoffblasen durchgeführt wird, während der Sauerstoffgasdurchfluß in einem Bereich von 0,5 bis 12,5 Nm³/h/Tonne Stahl/min verringert wird und gleichzeitig die Eintauchtiefe h des Schnorchels in Beziehung zur Tiefe H der Stahlschmelze so reduziert wird, daß die Forderung h/H = 0,1 bis 0,6 erfüllt ist.

9. Verfahren nach Anspruch 1 oder 3, wobei in der Entgasungsperiode die Entgasungsbehandlung so durchgeführt wird, daß beim Beenden des Sauerstoffblasens durch die Aufblaslanze der Vakuumgrad im Vakuumbehälter auf 10 bis 100 Torr gebracht und ein Inertgas vom unteren Abschnitt der Pfanne in die Pfanne eingespritzt wird, während die Menge der Schlacke im Schnorchel auf höchstens 1,2 Tonnen/m² der geometrischen Querschnittsfläche des Schnorchels reguliert und gleichzeitig der durch die folgende Gleichung (3) bestimmte K-Wert auf 0,5 bis 3,5 reguliert wird, wodurch die Stahlschmelze gerührt wird:

K = log{S·Hv·Q/P} (3),

wobei

K: Kennzahl einer Rührintensität an der aktivierten Oberfläche;

S: aktivierte Oberflächengröße in m²;

Hv: Tiefe des eingespritzten Inertgases in m;

Q: Durchfluß des eingespritzten Inertgases in Nl/min/Tonne Stahl; und

P: Vakuumgrad im Behälter in Torr.

10. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, wobei beim Reduzieren eines Metalloxids mit Aluminium nach dem Abschluß des Entgasens in der Aluminiumreduktionsperiode Aluminium zur Reduktion in die Stahlschmelze zugegeben wird und in der Aluminiumzugabeperiode der Durchfluß eines Inertgases zum Rühren vom unteren Abschnitt der Pfanne in einen Bereich von 0,1 bis 3,0 Nl/min/Tonne Stahl gebracht wird, wobei der Vakuumgrad im Behälter auf höchstens 400 Torr gebracht wird, und nach dem Abschluß der Einleitung von Aluminium zur Reduktion der Vakuumgrad im Behälter zum atmosphärischen Druck zurückgeführt wird, gefolgt vom Anheben des Vakuumbehälters und Regulieren des Durchflusses des Inertgases zum Rühren in einem Bereich von 5 bis 10 Nl/min/Tonne Stahl, um das beim Sauerstoffblasen erzeugte Metalloxid zu reduzieren, wobei ein Metallelement zurückgewonnen werden kann.

11. Verfahren nach Anspruch 1, wobei beim Reduzieren eines Metalloxids mit Aluminium nach dem Abschluß des Entgasens in einer Periode der Metalloxidreduktion durch Aluminium der Druck der Atmosphäre im Vakuumbehälter zum atmosphärischen Druck zurückgeführt, der Vakuumbehälter angehoben und gleichzeitig Aluminium zur Reduktion in die Stahlschmelze zugegeben wird und in der Aluminiumzugabeperiode der Durchfluß eines Inertgases zum Rühren in einen Bereich von 0,1 bis 3,0 Nl/min/Tonne Stahl gebracht wird und unmittelbar nach dem Abschluß der Zugabe von Aluminium zur Reduktion der Durchfluß des Inertgases zum Rühren in einen Bereich von 5 bis 10 Nl/min/Tonne Stahl gebracht wird, um das beim Sauerstoffblasen erzeugte Metalloxid zu reduzieren, und ein Metallelement zurückgewonnen wird.

12. Verfahren nach Anspruch 1, wobei nach dem Abschluß des Entgasens oder der Reduktionsbehandlung mit Aluminium die Zusammensetzung von Schlacke nach Beendigung des Frischens so reguliert wird, daß die Schlacke gewichtsbezogen insgesamt 55 bis 90% Al&sub2;O&sub3; und CaO, höchstens 10% Cr&sub2;O&sub3; sowie 7 bis 25% SiO&sub2; aufweist, wobei der Rest aus insgesamt 2 bis 10% mindestens eines Bestandteils besteht, der aus FeO, Fe&sub2;O&sub3; und MgO ausgewählt ist, wobei das Al&sub2;O&sub3;/CaO-Verhältnis im Bereich von 0,25 bis 3,0 liegt, gefolgt von Auftragen der Schlacke auf die Oberfläche des Schnorchels der Frischvorrichtung nach dem Entkohlen/Frischen.

13. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 12, wobei während oder nach Beendigung der Entkohlungs-/ Frischperiode durch Sauerstoffblasen die Umgebung des Dachs mittels eines in den Vakuumbehälter eingesetzten Heizbrenners so erwärmt wird, daß die Oberflächentemperatur des Dachs im Vakuumbehälter auf 1200 bis 1700ºC gehalten wird.

14. Vorrichtung zum Vakuum-Entkohlen/Frischen einer Stahlschmelze mit: einem einsträngigen Geradrohrschnorchel (14), der in eine Stahlschmelze (11) in einer Pfanne (13) eingetaucht wird; einem Vakuumbehälter (15), der am oberen Teil des Schnorchels (14) vorgesehen ist; einer Abgasevakuierungsvorrichtung zum Reduzieren eines Drucks im Vakuumbehälter (15) und einem Gaskühler (55) zum Kühlen eines aus dem Vakuumbehälter (15) abgegebenen Abgases; und einer Multifunktionslanze (18) mit der Funktion zum Blasen eines Sauerstoffgases auf die Oberfläche der Stahlschmelze im Schnorchel (14) und einer Funktion als Heizbrenner, dadurch gekennzeichnet, daß der Vakuumbehälter (15) einen oberen Behälter (33) und einen unteren Behälter (34) aufweist und ein Raumteilstück mit einem größeren Innendurchmesser (DL) als der Innendurchmesser (DF) des Schnorchels am unteren Ende des Vakuumbehälters vorgesehen ist.

15. Vorrichtung nach Anspruch 14, wobei ein Teilstück (37) mit kleinerem Durchmesser mit einem Raumteilstück mit einem Innendurchmesser, der kleiner als der Schnorchel (14) und größer als der Außendurchmesser der Aufblaslanze (18) ist, zwischen dem unteren Behälter (34) und dem oberen Behälter (33) einstückig mit der Seitenwand des Vakuumbehälters (15) vorgesehen ist.

16. Vorrichtung nach Anspruch 14 oder. 15, wobei ein Heizbrenner (44) an der Seitenwand in der Umgebung des Dachs (35) des Vakuumbehälters (15) vorgesehen ist.

17. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 14 bis 16, wobei mindestens ein Heizbrenner (44) an der Seitenwand des oberen Behälters (33) so vorgesehen ist, daß eine Brenngasdüse des Brenners (44) 0,3 bis 3 m unterhalb der einen Teil des oberen Behälters (33) bildenden Oberfläche des Dachs (35) liegt und der Brenngasausstoßwinkel, definiert als Winkel der Richtung eines aus der Düse ausgestoßenen Brenngases zur senkrechten Richtung, in einem Bereich von 20º bis 90º liegt.

18. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 14 bis 17, wobei Heizbrenner (44) in einem Schwenkwinkel von 15º bis 30º so vorgesehen sind, daß sie zueinander weisen.

19. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 14 bis 18, wobei fächerförmige Schildteilstücke (38, 39, 40), die das Teilstück mit kleinerem Durchmesser in mehrere Teile aufteilen, einstückig mit der Seitenwand des unteren Behälters (34) in unterschiedlichen Höhen und so vorgesehen sind, daß sie das Raumteilstück des Schnorchels (14) mit Ausnahme des Raumteilstücks der Schildteilstücke abdecken.

20. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 14 bis 19, die ferner zwischen dem oberen Behälter (33) und dem Gaskühler (55) aufweist: ein aufsteigend geneigtes Teilstück (46), das von einem an der Seitenwand des oberen Behälters (33) vorgesehenen Kanaleinlaß (45) nach oben geneigt ist, ein absteigend geneigtes Teilstück (48), das vom Oberteil des aufsteigend geneigten Teilstücks (46) nach unten geneigt ist, und einen Staubsammeltopf (53), der am unteren Teil des absteigend geneigten Teilstücks (48) abnehmbar vorgesehen ist.