DE69815334T2 - Verfahren zur herstellung von stahl im konverter unter druck - Google Patents

Verfahren zur herstellung von stahl im konverter unter druck Download PDF

Info

Publication number
DE69815334T2
DE69815334T2 DE69815334T DE69815334T DE69815334T2 DE 69815334 T2 DE69815334 T2 DE 69815334T2 DE 69815334 T DE69815334 T DE 69815334T DE 69815334 T DE69815334 T DE 69815334T DE 69815334 T2 DE69815334 T2 DE 69815334T2
Authority
DE
Germany
Prior art keywords
converter
flow rate
pressure
range
oxygen
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Expired - Fee Related
Application number
DE69815334T
Other languages
English (en)
Other versions
DE69815334D1 (de
Inventor
Shinya Futtsu-shi KITAMURA
Michitaka Futtsu-shi MATSUO
Kenichiro Futtsu-shi NAITO
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from JP6714997A external-priority patent/JPH10259409A/ja
Priority claimed from JP6715097A external-priority patent/JPH10259410A/ja
Application filed by Nippon Steel Corp filed Critical Nippon Steel Corp
Application granted granted Critical
Publication of DE69815334D1 publication Critical patent/DE69815334D1/de
Publication of DE69815334T2 publication Critical patent/DE69815334T2/de
Anticipated expiration legal-status Critical
Expired - Fee Related legal-status Critical Current

Links

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C21C5/35—Blowing from above and through the bath
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/0081—Treating and handling under pressure
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C21C5/305—Afterburning

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
  • Measuring Fluid Pressure (AREA)

Description

  • Die Technik dieser Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung von Stahl unter Druck, das in der Lage ist, geschmolzenen Stahl mit hoher Produktivität, hoher Ausbeute und einem niedrigen Grad an Überoxidation zu erzeugen.
  • Das letztliche Ziel einer Konverterfrischung besteht in dem Blasen von geschmolzenem Stahl mit einem niedrigen Grad an Überoxidation bzw. Superoxidation mit hoher Produktivität und hoher Ausbeute. Das Entkohlungsverhalten in der Konverterfrischung wird in eine Periode I, in welcher die Entkohlungsgeschwindigkeit durch eine Strömungsgeschwindigkeit des Sauerstoff bestimmt wird, der geschmolzenem Eisen in einem Bereich zugeführt wird, in welchem das geschmolzene Eisen eine hohe Kohlenstoffkonzentration aufweist, und in eine Periode II, in welcher die Entkohlungsgeschwindigkeit durch eine Stoffaustauschgeschwindigkeit bzw. -rate des Kohlenstoffs in geschmolzenem Eisen in einem Bereich bestimmt wird, in welchem das Eisen eine niedrige Kohlenstoffkonzentration aufweist, unterteilt.
  • Um die Produktivität in der Konverterfrischung zu verbessern, ist es erforderlich, die Entkohlungsgeschwindigkeit bzw. -rate in der Periode I zu erhöhen, welche einen großen Teil der Frischungszeit in Anspruch nimmt. Zu diesem Zweck muß im Prinzip die Strömungsgeschwindigkeit bzw. -rate des dem geschmolzenen Eisen zugeführten Sauerstoffs erhöht werden. Jedoch weist die Sauerstoffströmungsrate in einem allge meinen Auf- und Bodenblas- bzw. Oberwind-und-Unterwind-Konverter eine obere Grenze von etwa 4 (Nm3/t/min) auf. Wenn die Sauerstoffströmungsgeschwindigkeit bzw. -rate über den oberen Grenzwert hinaus erhöht wird, entstehen heftige Spritzer, wird der Anteil an Staub vergrößert, und ein als Auswurf bezeichnetes Phänomen tritt auf. Das Auftreten dieser Phänomene verringert die Ausbeute des geschmolzenen Stahls, erhöht die Abscheidung von Pfannenresten auf der Oberfläche des Konverters und erhöht den Anteil von Abfallschlacke unter dem Konverter. Demzufolge sind öfter Probleme einer Verlängerung der Nicht-Blaszeit, die benötigt wird, um den Pfannenrest zu entfernen und um den Boden unter dem Konverter zu säubern, und die Verringerung der Produktivität anzutreffen.
  • Es gibt einige bekannte Techniken, den Konverter für den Zweck der Erhöhung der Sauerstoffströmungsrate und zur Unterdrückung des Auftretens von Staub während der Periode I unter Druck zu setzen. Wie es nachstehend beschrieben wird, reicht jedoch keines der bekannten Verfahren aus, um zufriedenstellende Betriebsbedingungen bereitzustellen.
  • Um eine verbesserte Ausbeute an geschmolzenen Stahl zu erhalten, ist es nicht nur erforderlich, das Auftreten von Staub und Spritzern während der Periode I zu reduzieren, sondern auch den während der Periode II aufgetretenen Eisenoxidationsverlust zu unterdrücken. In dem Bereich, in welchem geschmolzener Stahl eine niedrige Kohlenstoffkonzentration während der Periode II besitzt, tritt ein Eisenoxidationsverlust auf, da der geschmolzene Stahl in einen überoxidierten Zustand gebracht wird, und Eisen oxidiert und in die Schlacke abgegeben wird. Überoxidation von geschmolzenem Stahl erhöht den Anteil von (T·Fe) in der Schlacke (d. h. die Gesamtanteile der Eisenkomponenten, die einer Schlacke in der Form von Eisenoxiden oder Eisen enthalten sind), und erhöht auch die Sauerstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl. Dieses führt zu einem weiteren Problem, daß eine große Menge an Desoxidationsmittel erforderlich ist, und daß die Reinheit des geschmolzenen Stahls merklich aufgrund von Desoxidationsprodukten verschlechtert wird, die in einer großen Menge erzeugt werden.
  • Zur Unterdrückung der Überoxidation während der Periode II ist es im Prinzip einsehbar, die Sauerstoffströmungsrate zu verringern, und die Rührintensität zu erhöhen. Eine Reduzierung der Sauerstoffströmungsrate verlängert jedoch die Frischungszeit, und begleitet daher ein Problem, daß eine Verbesserung der Produktivität nicht gleichzeitig erzielt werden kann. Ferner führt eine Erhöhung der Bodenblasrührintensität zu einer Erhöhung der Rührgaskosten. Eine Erhöhung der Rührgaskosten kann unterdrückt werden, indem die Rührintensität während der Periode I niedrig gehalten wird und die Rührintensität nur während der Periode II erhöht wird. Jedoch aufgrund einer fehlenden Technologie für eine merkliche Veränderung der Bodenblas-Gasströmungsrate an derselben Blasdüse, ergibt dieses Verfahren ein weiteres Problem, daß die Verschleißgeschwindigkeit der Ziegel der Unterwind- bzw. Bodenblasdüse vergrößert wird.
  • Inzwischen gibt es einige bekannte Verfahren, um das Innere eines Konverters für den Zweck der Erhöhung der Sauerstoffströmungsrate unter Druck zu setzen, und die Erzeugung von Staub zu unterdrücken. Jedoch reicht keines der bekannten Verfahren aus, um zufriedenstellende Arbeitsbedingungen bereitzustellen, wie nachstehend erläutert.
  • JP-B-43-9982 offenbart ein Eisenfrischungsverfahren, welches die Schritte aufweist; Einbringen sowohl einer Eisencharge als auch einer Schlacke erzeugenden Komponente in einem Aufblas-Konverter, Einführen von Sauerstoff durch eine in dem Konverter positionierte Lanze, Bewirken, daß Sauerstoff über die unterhalb der Lanze angeordnete Oberfläche der Eisencharge strömt, und dadurch eine Frischungsreaktion entwikkelt, um Kohlenstoff aus dem Eisen zu entfernen und um ein Reaktorgas zu erzeugen, Bewirken, daß das Reaktorgas aus dem Konverter in eine Gassammelvorrichtung strömt, Bereitstellen einer Druckanpassungseinrichtung zum Steuern der Gasgeschwindigkeit, und Aufrechterhalten einer genauen Beziehung zwischen der Eisencharge und der Druckanpassungseinrichtung, so daß im wesentlichen das gesamte Gas die Druckanpassungseinrichtung passiert. Zusätzlich wird die Druckanpassungseinrichtung so gesteuert, daß sie wenigstens einen atmosphärischen Druck innerhalb des Konverters bereitstellt, wenn die Eisencharge mit dem eingeführten Sauerstoff gefrischt wird.
  • Die in der vorstehenden Veröffentlichung offenbarte Technik ist dadurch gekennzeichnet, daß ein Kohlendioxid-Erzeugungsverhältnis (Nachverbrennungsrate) ansteigt, und die Staubmenge aufgrund einer Verringerung der Massenstromrate des Abgases reduziert wird. Die offenbarte Technik enthält jedoch keine quantitativen Einschränkungen in Bezug auf die Sauerstoffströmungsrate und die Beziehung zwischen der Auftreffenergie eines Aufblas-Sauerstoffstrahls auf die Badoberfläche und den Druck, welcher stark die Nachverbrennungsrate und die erzeugte Staubmenge beeinflußt. Ferner bezieht sich die offenbarte Technik auf einen Aufblas-Konverter und unterscheidet sich deutlich in den Grundbedingungen von der Frischung mit einem Aufblas-und-Bodenblas-Konverter. Demzufolge kann ein Konverter nicht als ein unter Druck gesetzter Konverter auf der Basis der offenbarten Erfindung alleine betrieben werden.
  • JP-A-2-205616 offenbart ein hoch effizientes Konverter-Stahlherstellungsverfahren zur Frischung von Eisenmateriali en, wie z. B. geschmolzenem Eisen und Schrott, falls erforderlich, um Stahl zu schmelzen, wobei das Innere des Konverters auf 0,5 kg/cm2 oder mehr unter Druck gesetzt wird, wobei die Beziehung zwischen der Gesamtmenge W (t/ch) des geschmolzenen Roheisens und Schrotts, die beide in den Konverter eingebracht werden, und einem Innenvolumen V (m3) des Konvertermantels so eingestellt ist, daß sie W > 0,8 V oder 0,8 V ≥ W 0,5 V erfüllt, und eine Sauerstoffströmungsrate U (Nm3/min t) in den Konverter so eingestellt wird, daß sie U ≥ 3,7 erfüllt. Diese Veröffentlichung erläutert, daß das Auftreten von Auswurf und Ausspeien unterdrückt wurde, und eine hohe Ausbeute unter Druck erzielt wurde.
  • Die vorstehend erwähnte Veröffentlichung diskutiert jedoch nicht die Bedingungen für die Unterdrückung des Auftretens von Auswurf und Ausspeien in Bezug auf den Sauerstoffzuführungszustand und die Beziehung zwischen der Rührintensität und der Druckbedingung. Es ist daher unmöglich, den Betrieb eines unter Druck gesetzten Konverters auf der Basis der in der vorstehend erwähnten Veröffentlichung offenbarten Erfindung alleine durchzuführen. In einem Aufblas-und-Bodenblas-Konverter, welcher einer starken Rührintensität unterliegt, tritt insbesondere kaum ein Auswurf sogar bei normalem Druck unter den Bedingungen des in den vorstehend erwähnten Veröffentlichungen beschriebenen Vergleichsbeispiels auf. Somit ist es aufgrund des großen Unterschiedes in den Grundbedingungen schwierig, die Druckarbeitsbedingungen für den Aufblas-und-Bodenblas-Konverter aus der in der vorstehend erwähnten Veröffentlichung zu erhalten.
  • Ferner erklärt die vorstehend erwähnte Veröffentlichung kein Verfahren zum Betreiben des Konverters unter der Bedingung einer niedrigen Kohlenstoffkonzentration während der Periode II, was von dem Gesichtspunkt der Unterdrückung einer Überoxidation und einer Verbesserung der Ausbeute äußerst wichtig ist.
  • JP-A-62-142712 offenbart ein Stahl- und Eisen-Herstellungsverfahren in einem Konverter oder einem Schmelzreduktionsofen, wobei der Innendruck des Konverters oder des Schmelzreduktionsofens auf einen Wert höher als der Atmosphärendruck eingestellt ist, insbesondere in dem Bereich von 2 bis 5 kg/cm2, so daß die Lineargeschwindigkeit des Nachverbrennungsgases verringert wird.
  • Die in der vorstehend erwähnten Veröffentlichung offenbarte Erfindung versucht die Geschwindigkeit der aufsteigenden Strömung des Nachverbrennungsgases in der Schlacke unter Druck zu verlangsamen, und eine Wärmeaustauschzeit zwischen dem Gas und der Schlacke zu verlängern, um dadurch den Wärmewirkungsgrad durch die Schlacke hindurch zu verbessern. Die offenbarte Erfindung erläutert, daß das Innere des Konverters oder Ofens unter Druck von 2 bis 5 kg/cm2 steht, enthält jedoch keine Beschränkungen im Hinblick auf die Menge der Schlacke, der Menge des erzeugten Nachverbrennungsgases, der Sauerstoffströmungsrate, der Höhe einer Lanze, der Tiefe eines Hohlraums usw., welche die Wärmeaustauschzeit zwischen dem Gas und der Schlacke beeinflussen, obwohl die Wärmeaustauschzeit den Wärmewirkungsgrad gemäß den Prinzipien der offenbarten Erfindung dominiert. Es ist daher unmöglich, einen unter Druck stehenden Konverter auf der Basis der vorstehend offenbarten Erfindung alleine zu betreiben. Insbesondere deshalb, weil sich eine Ausführungsform der offenbarten Erfindung mit einem Aufblas-Konverter befaßt, sind die Grundbedingungen deutlich zwischen der offenbarten Erfindung und dem Fall der Verwendung eines Aufblas-und-Bodenblas-Konverters unterschiedlich, in welchem sich eine Schlackenbildung kaum aufgrund der starken Rührintensität entwickeln kann, oder dem Falle von Blasen von geschmolzenem Roheisen, das durch den Heißmetall-Vorbehandlungsprozeß erzeugt wird, in welchem die Menge der Schlacke klein ist. Es ist somit schwierig, die Druckbetriebsbedingungen für den Aufblas-und-Bodenblas-Konverter aus der offenbarten Erfindung zu erzielen.
  • JP-A-2-298209 offenbart ein Schmelzkonverter-Stahlherstellungsverfahren mit Eisen enthaltendem Kaltmaterial unter Druck, welches die Schritte aufweist: Zuführen von Eisen enthaltendem Kaltmaterial, einem Kohlenstoffmaterial und Sauerstoff zu einem spezifischen Schmelzkonverter, in welchem eine Quelle geschmolzenen Eisens vorhanden ist, Erzeugen von geschmolzenem Eisen mit hohem Kohlenstoffanteil in einer Menge gleich der Summe einer vorbestimmten Menge des geschmolzenen Quelleneisens in dem spezifischen Schmelzkonverter und einer vorbestimmten Menge an geschmolzenem Eisen, das in einem getrennten spezifischen Frischungskonverter zu frischen ist, und Erhalten von geschmolzenem Stahl mit gewünschten Komponenten, indem das geschmolzene Eisen mit hohem Kohlenstoffanteil als Materialien mit Sauerstoff in dem spezifischen Frischungskonverter geblasen werden, wobei der Innendruck des spezifischen Schmelzkonverters gemäß der nachstehenden Formel gesteuert wird, um dadurch eine merkliche Reduzierung der Menge des in dem spezifischen Schmelzkonverter erzeugten Staubes zu erzielen: P ≥ 1,15 + 0,3 {[%C] – 25}25 ≤ [%C] ≤ 5
    wobei P: der Innendruck (atm) des spezifischen Schmelzkonverters ist, und
    [%C]: der C-Anteil (Gew.-%) des geschmolzenen Eisens in dem spezifischen Schmelzkonverter ist.
  • Die in der vorstehend erwähnten Veröffentlichung offenbarte Erfindung nutzt die Tatsachen, daß die Auftreffenergie eines Aufblas-Sauerstoffstrahls auf die Badoberfläche unter Druck reduziert wird, und daß das Volumen des erzeugten CO-Gases ebenfalls unter Druck reduziert wird. Da sich CO tendenziell in größerer Menge entwickelt, wenn das Eisen eine höhere Kohlenstoffkonzentration aufweist, wird der Druck auf einen höheren Wert abhängig von der Kohlenstoffkonzentration eingestellt. Die vorstehende Formel wird jedoch auf den C-Anteil in dem Bereich von 2,5 bis 5% angewendet, und kann daher nicht zur Konverterfrischung mit dem Ziel einer Entkohlung angewendet werden. Ferner hängt die Erzeugungsrate von Staub nicht nur lediglich von dem Druck ab, sondern auch in großem Umfang von der Sauerstoffströmungsrate, und die Sauerstoffströmungsrate ist ein wichtiger Faktor, welcher die Produktivität eines Konverters zum Schmelzen von Eisen enthaltenden Kaltmaterial dominiert. Trotzdem enthält die offenbarte Erfindung keine quantitativen Einschränkungen bezüglich der Sauerstoffströmungsrate und der Beziehung zwischen der Auftreffenergie eines Aufblas-Sauerstoffstrahls auf die Badoberfläche und dem Druck. Zusätzlich unterscheidet sich die offenbarte Erfindung stark in den Grundbedingungen von einem Konverterfrischen, welches auf eine Entkohlung abzielt. Es ist daher unmöglich, einen Konverter unter Druck auf der Basis der offenbarten Erfindung alleine zu betreiben.
  • Ferner offenbart keine von den vorstehend beschriebenen Techniken ein Verfahren zum Betreiben eines Konverters in dem Bereich niedrigen Kohlenstoffanteils während der Periode II, welche von dem Standpunkt der Unterdrückung einer Überoxidation und der Verbesserung der Ausbeute höchst wichtig ist. In der Periode II ist es insbesondere unmöglich, eine Überoxidation zu unterdrücken und die Ausbeute zu verbessern, während die Produktivität verbessert wird, sofern nicht Bedingungen, wie die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate und die Rührintensität aufgrund von Bodenblasen zusätzlich zu dem Innendruck des Konverters korrekt gesteuert werden.
  • Herkömmlicherweise wird ε, definiert durch die nachstehende Formel (1), als eine Rührenergie aufgrund von Unterwind-Blasen bzw. Bodenblasen verwendet ("Tetsu to hagane", Vol. 67, 1981, p. 672 ff.), und daher ist die Beziehung zwischen einem BOC-Wert und einer Entkohlungseigenschaft eines Konverters durch ein homogenes Mischintervall τ durch die nachstehende Formel (2.) bestimmt ("Tetsu to hagane", Vol. 68, 1982, p. 1946 ff.): ε = (371/Wm)·Q·T·{log(1 + (9,8·ρ·H/P)·(10–4))} (1) τ = 540·(H/0,125)2/3·ρ1/3·ε (2) BOC = {F/(1/τ)}×[%C] (3)
  • In diesen Formeln ist Q die Bodenblas-Gasströmungsrate (Nm3/t/min), T die Temperatur (K) des geschmolzenen Stahls, ρ die Dichte des geschmolzenen Stahls, H die Badtiefe, P der Innendruck (kg/cm2) eines Konverters, F die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (F: Nm3/t/min), [%C] die Kohlenstoffkonzentration und Wm der Anteil an geschmolzenen Stahl (Tonnen).
  • Aus den vorstehenden Beziehungen wird abgeschätzt, daß in dem Falle eines Konverters mit der Badtiefe von 1 bis 2 m beispielsweise, selbst dann wenn der Konverterinnendruck von 1 kg/cm2 auf 3 kg/cm3 erhöht wird, die Auswirkungen auf ε und BOC nicht merklich sind, und die metallurgischen Eigenschaften nicht stark beeinflußt werden.
  • Andererseits wird die nachstehende Formel (4) zur Berechnung der Tiefe eines durch Oberwindgas bzw. Aufblasgas erzeugten Hohlraums verwendet (Kiyoshi Segawa: "Iron Metallur gical Reaction Engeneering", 1977, Nikkan Kogyo Shimbun, Ltd.), wobei aber die Auswirkung des Konverterinnendruckes nicht in der Formel (4) enthalten ist. L' = Lh·exp(–0,78h/Lh) Lh = 63,0(F'/nd)2/3 (4)
  • In diesen Formeln ist L' die Hohlraumtiefe (mm), die aus der vorstehenden Formel (4) berechnet wird, h der Abstand zwischen der Lanze und der Stahlbadoberfläche, F' die Aufblas- bzw. Oberwind-Sauerstoffströmungsrate (Nm3/h), n die Anzahl von Düsen und d der Düsendurchmesser (mm).
  • Auch für die Nachverbrennung wurde eine Relation in Bezug auf L', welches sich aus der vorstehenden Formel (4) ergibt, und eine Relation in Bezug auf (X – Hc)/d, d. h. einem Verhältnis der Differenz zwischen dem Abstand X von der Lanzenspitze zu der Badoberfläche und der Länge Hc eines Ultraschallkerns zu dem Düsendurchmesser d ("Tetsu to hagane", Vol. 73, 1987, p. 1117 ff.) vorgeschlagen. In Bezug auf die letztere Beziehung wird es insbesondere vorgeschlagen, daß das CO in der Atmosphäre in einem Sauerstoffstrahl aufgefangen wird, und einer Nachverbrennung zur Umwandlung in CO2 in einem peripheren Bereich des Strahls unterworfen wird, wo die Geschwindigkeit des Strahls relativ niedrig ist. Der Artikel beschreibt jedoch nicht Veränderungen bezüglich des Konverterinnendruckes.
  • Bezüglich der Auswirkung des Druckes auf die Hohlraumtiefe wird über das Verhalten in einem druckentlasteten Zustand berichtet ("Tetsu to hagane", Vol. 63, 1977, p. 909 ff.). Dieser Artikel erläutert, daß die Hohlraumtiefe abrupt vergrößert wird, indem der Druck verringert wird. Mit anderen Worten, der Artikel zeigt das Ergebnis, das bei atmosphärischem Druck oder darunter erzielt wird, enthält jedoch keine Vorschläge über das Verhalten in einem Druckzustand. Wenn das bei Atmosphärendruck oder darunter erhaltene Ergebnis in einen Druckbereich über Atmosphärendruck extrapoliert wird, ist die Hohlraumtiefe sehr klein.
  • Die vorliegende Erfindung überwindet die Probleme, daß dann, wenn die Sauerstoffströmungsrate in einem normalen Konverter, welcher unter Atmosphärendruck frischt, erhöht wird, Spritzer und Staub in einer größeren Menge erzeugt werden, und daß das Auftreten von Auswurf die Ausbeute von geschmolzenem Stahl verringert und die Nicht-Blaszeit verlängert. Die in JP-A-205616, JP-A-2-288209 und JP-A-62-142712, sowie in JP-B-43-9982 offenbarten Konvertertechniken mit Druck beschreiben weder die Druckarbeitsbedingungen in einem Aufblasund-Bodenblas-Konverter, welcher sich in Grundbedingungen von den in den vorstehend erwähnten Veröffentlichungen offenbarten Konvertern unterscheidet, noch ein Verfahren zum Betreiben eines Konverters in dem Bereich mit niedrigem Kohlenstoffgehalt während der Periode II, welche von dem Gesichtspunkt der Unterdrückung einer Überoxidation und einer Verbesserung der Ausbeute höchst wichtig ist. Es ist daher unmöglich, einen Konverter unter Druck auf der Basis der in den vorstehend erwähnten Veröffentlichungen offenbarten Erfindungen zu betreiben. Die vorliegende Erfindung überwindet auch das vorstehende Problem. Als eine Folge der Überwindung dieser Probleme besteht eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung darin, ein Konverter-Frischungsverfahren bereitzustellen, welches in der Lage ist, Stahl mit einem niedrigen Grad an Überoxidation mit einer hohen Produktivität und einer hohen Ausbeute zu blasen.
  • Die Erfinder haben herausgefunden, daß, wenn die Entkohlung durchgeführt wird, während das Innere eines Oberwindund-Unterwind-Konverters bzw. eines Aufblas-und-Bodenblas-Konverters unter Druck steht, die Aufblas- Sauerstoffströmungsrate und die Bodenblas-Sauerstoffströmungsrate abhängig von Veränderungen im Konverterdruck und der Kohlenstoffkonzentration angepaßt und gesteuert werden müssen.
  • Die Aufgabe der vorliegenden Erfindung kann durch die in den Ansprüchen definierten Merkmale gelöst werden.
  • Die Kohlenstoffkonzentration während des Blasens ist ein Wert, der aus einer Schätzung des Entkohlungs-Sauerstoffwirkungsgrads, abgeleitet wird, der empirisch auf der Basis eines Gesamtsauerstoffverbrauchs durch Oberwind-Blasen bzw. Aufblasen und Unterwind-Blasen bzw. Bodenblasen abgeleitet wird, oder aus einer indirekten Schätzung einer Zwischenmessung oder Abgasanalyse, oder von einem kontinuierlichen oder halb-kontinuierlichen direkten analytischen Wert von einer Online-Analyse oder Vor-Ort-Analyse.
  • Ferner wird die Hohlraumtiefe L aus den nachstehenden Formeln berechnet. LG = Hc/(0,016·L0,5) – L (11) Hc = f(P0/P0P)·M0P·(4,2 + 1,1M0P2)·d f(X) = –2,709X4 + 17,71X3 – 40,99X2 + 40,29X – 12,90(0,7 < X < 2,1) f(X) = 0,109X3 – 1,432X2 + 6,632X – 6,35 (2,1 X < 2,5) X = P0/P0P wobei:
    L: die Hohlraumtiefe (mm) des geschmolzenen Eisens ist
    LG: der Abstand (mm) zwischen der Lanzenspitze und der statischen geschmolzenen Eisenoberfläche ist
    P0: der Absolutdruck (kg/cm2) an dem Düseneinlaß ist
    P0P: der Düsenabsolutdruck (kg/cm2) bei der korrekten Ausdehnung ist
    M0P: die Ausgabe-Machzahl (-) bei der korrekten Ausdehnung ist
    d: der Düsenhalsdurchmesser ist.
  • Hier bedeutet der Absolutdruck P0 an dem Lanzendüseneinlaß den Absolutdruck an dem Stagnationspunkt vor dem Lanzendüsenhals. Ferner wird der Lanzendüsenabsolutdruck P0P bei der korrekten Ausdehnung durch die nachstehende Formel (12) berechnet. Se/St = 0,259(P/P0P)–5/7{1 – (p/P0P)2/7}–1/2 (12)wobei:
    Se: die Fläche (mm2) des Lanzendüsenauslasses ist
    St: die Fläche (mm2) des Lanzendüsenhalses ist
    P: der Atmosphärenabsolutdruck (kg/cm2) an dem Lanzendüsenauslaß ist
    P0P: der Lanzendüsenabsolutdruck (kg/cm2) bei der korrekten Ausdehnung ist.
  • Hier wird die Ausgabe-Machzahl M0P bei der korrekten Ausdehnung in der vorstehenden Formel (11) durch die nachstehende Formel (13) berechnet. M0P = [5·{(P0P/P)2/7 – 1}]1/2 (13)wobei
    M0P: die Ausgabe-Machzahl (-) bei der korrekten Ausdehnung ist
    P0: der Atmosphärenabsolutdruck (kg/cm2) am Lanzendüsenauslaß ist
    P0P: der Lanzendüsenabsolutdruck (kg/cm2) bei der korrekten Ausdehnung ist.
  • Ferner wird die Sauerstoffgasströmungsrate gemäß der nachstehenden Formel (14) berechnet. FO2 = 0,581·St·ε·PO (14)wobei
    St: die Fläche (mm2) des Lanzendüsenhalses ist
    P: der Atmosphärenabsolutdruck (kg/cm2) an dem Lanzendüsenauslaß ist
    P0: der Absolutdruck (kg/cm2) an dem Lanzendüseneinlaß ist
    FO2: die Sauerstoffgasströmungsrate (Nm3/h) ist
    ε: Geschwindigkeitskoeffizient (-) (üblicherweise in dem Bereich von 0,9 bis 1,0 ist).
  • Die Erfindung wird im Detail in Verbindung mit den Zeichnungen beschrieben, in welchen;
  • 1 eine schematische Ansicht ist, die das Verhalten von in ein Bad eingeblasenen Blasen darstellt;
  • 2 ein Graph von experimentellen Ergebnissen (Wassermodell) für in das Bad eingeblasenen Blasen ist, welcher einen Effekt des Konverterinnendrucks auf die Beziehung zwischen der Tiefe von der Badoberfläche und dem Durchmesser der Blasen darstellt;
  • 3 ein Graph experimenteller Ergebnisse (Wassermodell) ist, der einen Vergleich zwischen tatsächlich gemessenen Werten und berechneten Werten der Hohlraumtiefe unter Druck darstellt;
  • 4 eine schematische Ansicht einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung ist. Ein Abgaskanal 8 ist mit einer Druckanpaßvorrichtung über einen Staubsammler und eine Gaskühlvorrichtung verbunden;
  • 5 ein Graph von experimentellen Ergebnissen ist, welcher die Beziehung zwischen einer Auswurfhäufigkeit F1/T1 und Q1/P1 darstellt;
  • 6 ein Graph von experimentellen Ergebnissen ist, der die Beziehung zwischen der Auswurfhäufigkeit und L/D darstellt;
  • 7 ein Graph von experimentellen Ergebnissen ist, welcher die Beziehung zwischen einer Kohlenstoffkonzentration C, einem Konverterinnendruck P2 und (T·Fe) am Ende des Blasens darstellt;
  • 8 ein Graph von experimentellen Ergebnissen ist, welcher die Beziehung zwischen einer Sauerstoffströmungsgeschwindigkeit F2, einem Parameter β, der durch die Kohlenstoffkonzentration C bestimmt ist, und (T·Fe) am Ende des Blasens darstellt;
  • 9 ein Graph von experimentellen Ergebnissen ist, welcher die Beziehung zwischen einer Bodenblas-Gasströmungsrate Q2, einem Parameter γ, der durch die Kohlenstoffkonzentration C bestimmt ist, und (T·Fe) am Ende des Blasens darstellt; und
  • 10 ein Graph von experimentellen Ergebnissen ist, der die Beziehung zwischen einem Parameter δ, welcher durch den Konverterinnendruck P2 bestimmt ist, der Sauerstoffströmungsrate F2, der Bodenblas-Gasströmungsrate Q2 und der Kohlenstoffkonzentration C, und (T·Fe) am Ende des Blasens darstellt.
  • Die Druckbedingungen in einem Aufblas-und-Bodenblas-Konverter unterscheiden sich deutlich zwischen der Periode I und der Periode II.
  • In der Periode I versucht die Unter-Druck-Setzung die Sauerstoffströmungsrate zur Verbesserung der Produktivität zu steigern, und die Bedingungen für die Unterdrückung des Auftretens von Spritzern, Staub und Auswurf, die sich aus der Erhöhung der Sauerstoffströmungsrate ergeben, sind wichtig. Der Begriff "Spritzer" bedeutet Ausstoßvorgänge von geschmolzenem Eisen, die sich aus kinetischer Energie ergeben, die beim Auftreffen eines Aufblas-Sauerstoffstrahls auf die Badoberfläche erzeugt wird. Der Begriff "Staub" bedeutet Ausstoßvorgänge feiner Partikel, die in einem Abgasstrom eingeschlossen sind, wobei die feinen Partikel nach einer abrupten Volumenexpansion aufgrund der Erzeugung von CO-Gas als Folge der Entkohlungsreaktion erzeugt werden.
  • Das Auftreten von Spritzern, Staub und Auswurf wird primär von der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate bestimmt. Jedoch wird, da die kinetische Energie verringert wird, und die Volumenausdehnung aufgrund einer Erzeugung von CO/Gas bei einer Unter-Druck-Setzung reduziert wird, das Auftreten von Staub und Spritzern ebenso bei einer Unter-Druck-Setzung unterdrückt. Zum Reduzieren der erzeugten Menge von Staub und Spritzern ist es daher erforderlich, nicht nur den Druck sondern auch die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate unter Berücksichtigung der Beziehung zwischen beiden Faktoren korrekt zu steuern. Ferner bedeutet der Begriff "Auswurf" ein Phänomen, das einer solchen Situation zurechenbar ist, daß dann, wenn die Strömungsrate des Aufblas-Sauerstoffes zu groß wird, Schlacke in einem nicht normal hohen Anteil von (T·Fe) im Nicht-Gleichgewichtszustand lokal erzeugt wird und in geschmolzenem Eisen mit einer hohen Kohlenstoffkonzentration eingeschlossen wird, worauf CO-Gas, das sich aus der Entkohlungsreaktion ergab, explosionsartig erzeugt wird.
  • Da die Unter-Druck-Setzung des Konverters das Volumen des erzeugten CO-Gases verringert, bringt die Unter-Druck-Setzung eine vorteilhafte Wirkung bei der Unterdrückung des Auswurfs.
  • Von einem grundsätzlichen Gesichtspunkt her ist jedoch das Auftreten von Auswurf primär einer solchen Situation zuzuordnen, daß Schlacke mit einem nicht normal hohen Anteil an (T·Fe) im Nicht-Gleichgewichtszustand aufgrund eines Ungleichgewichtes zwischen der Strömungsrate des Aufblas-Sauerstoffs und der durch das Bodenblasen erzeugten Rührintensität ist. Um das Auftreten von Auswurf zu unterdrücken, ist es daher erforderlich, nicht nur den Druck sondern auch die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate und die Bodenblas-Gasströmungsrate für die Rührung korrekt zu steuern, wobei die Beziehung zwischen diesen drei Faktoren berücksichtigt wird.
  • Ferner ist es zur Verbesserung der Produktivität während der Periode I, d. h., um eine schnelle Entkohlung mit einer gesteigerten Entkohlungsrate durchzuführen, erforderlich, den Entkohlungssauerstoff-Wirkungsgrad zu steigern, d. h., den Wirkungsgrad in der Nutzung des Aufblas-Sauerstoffgases für die Entkohlungsreaktion. Während der Periode I, wird außer zur Nutzung für die Entkohlungsreaktion Sauerstoff in der sogenannten Nachverbrennung verbraucht, mit welcher bei der Entkohlung erzeugtes CO-Gas in CO2 in dem Innenraum des Konverters oxidiert wird. Die Nachverbrennung muß unterdrückt werden, da die Nachverbrennung die Temperatur des Abgases steigert und einen größeren Verschleiß des Feuerfestmaterials mit sich bringt.
  • Da die Nachverbrennung durch einen derartigen Mechanismus erfolgt, daß von dem Außenumfang eines Aufblas-Sauerstoffstrahls verteilter Sauerstoff mit dem CO-Gas in dem Innenraum des Konverters reagiert, ist die Intensität des Sauerstoffstrahls wichtig, um die Nachverbrennungsrate niedrig zu halten. Die Unter-Druck-Setzung erhöht die Energieabschwächung des von Aufblas-Sauerstoffes und verringert die Energie des Aufblas-Sauerstoffes beim Erreichen der Badoberfläche. Zusätzlich werden bei der Unter-Druck-Setzung die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate, die Form der von oben eingeführten Lanzendüse, und der Sauerstoffrückdruck dominierende Faktoren in der Nachverbrennung. Es ist daher wichtig, die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate, die Auftreffenergie des Aufblas-Sauerstoffs auf der Badoberfläche, die Lanzendüsenform, und den Sauerstoffrückdruck in Abhängigkeit von Veränderungen im Druck zu steuern.
  • Somit ist es für die Unterdrückung des Auftretens von Staub, Spritzern und Auswurf, die Aufrechterhaltung einer hohen Ausbeute an geschmolzenem Stahl und eine Niedrighaltung der Nachverbrennungsrate, sowie die Verbesserung der Produktivität während der Periode I wichtig, daß die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate und die Bodenblas-Gasströmungsrate abhängig von Veränderungen des Konverterinnendruckes angepaßt werden.
  • Als Folge von den Erfindern durchgeführter sorgfältiger Studien hat sich herausgestellt, daß Veränderungen in den Bodenblas-Rührbedingungen, die durch Veränderungen des Konverterinnendruckes bewirkt werden, das Entkohlungsblasen während der Periode I in einem größeren Umfang beeinflussen als es in der Vergangenheit angenommen wurde. Anders gesagt, verschlechtert in dem Falle einer Bodenblas-Rührung eine Zunahme des Konverterinnendruckes die Entkohlungseigenschaften in einem wesentlich größeren Ausmaß als der Effekt, der einfach aus den in den vorstehenden Formeln (1) bis (3) dargestellten Indizes ε, τ und BOC geschätzt wird. Der Grund besteht darin, daß diese Indizes zum Berechnen der Arbeit der Blasenausdehnung aufgrund einer statischen Druckdifferenz zwischen der Badoberfläche und dem Konverterboden, d. h., der Gasblasposition verwendet werden, jedoch die Entkohlungseigenschaften in der Tat hauptsächlich dadurch dominiert werden, wie sich die Rührung in der geschmolzenen Stahloberfläche entwickelt, wo die Entkohlungsreaktion auftritt.
  • In das Bad aus geschmolzenem Eisen 11 eingeblasene Blasen 13 dehnen sich allmählich aus, während sie sich nach oben bewegen, und der Durchmesser jeder Blase nimmt ebenfalls mit der Ausdehnung allmählich zu. Damit sich die einzelnen benachbarten Blasen ausdehnen können, ohne sich miteinander zu vereinen, ist es erforderlich, daß sich ein Blasenaufstiegsbereich 12 seitlich erweitert (1). Wenn sich benachbarte Blasen miteinander verbinden, wird der Blasendurchmesser weiter vergrößert, und die Aufschwimmgeschwindigkeit der Blasen beschleunigt. Demzufolge kann der Blasenaufstiegsbereich 12 seine Breite nicht vergrößern, und der Blasendurchmesser nimmt mehr und mehr zu, was bewirkt, daß die Blasen die Oberfläche in einer explosionsartigen Weise erreichen. Andererseits werden, wenn der Blasenaufstiegsbereich 12 in der Breite zunehmen kann, die benachbarten Blasen davon abgehalten, sich miteinander zu verbinden, und der Blasendurchmesser wird auf einem stabilen Blasendurchmesser in einen Gleichgewichtszustand des statischen Druckes gehalten. Demzufolge wird die Aufschwimmgeschwindigkeit der Blasen niedrig gehalten und die Blasen 13 schwimmen langsam auf. Ob sich die Blasen miteinander vereinigen, oder die Blasenaufstiegsfläche sich seitlich erweitert, wird abhängig von der Beziehung zwischen der Aufschwimmenergie und der Oberflächenspannungsenergie bestimmt.
  • Aus grundlegenden Experimenten erzielten die Erfinder Kennwertkurven, welche Veränderungen des Blasendurchmessers gemäß der Darstellung in 2 darstellen. Insbesondere hat es sich herausgestellt, daß der kritische Zustand, ob sich die Blasen miteinander verbinden, oder sich der Blasenanstiegsbereich seitlich erweitert, stark von dem statischen Druck in der Nähe der Oberfläche beeinflußt wird, und wenn der Konverterinnendruck über etwa 1 kg/cm2 erhöht wird, vermieden wird, daß der Blasendurchmesser explosionsartig in der Nähe der Oberfläche ansteigt. Eine explosionsartige Zunahme des Blasendurchmessers in der Nähe der Oberfläche trägt stark zum Rühren der geschmolzenen Stahloberfläche bei, und beeinflußt stark die Erzeugung von Schlacke mit einem nicht normal hohen Gehalt an (T·Fe) in einem Nicht-Gleichgewichtszustand, welcher Auswurf induziert. Eine derartige explosive Zunahme des Blasendurchmessers in der Nähe der Oberfläche ist schwer aus den Berechnungen von ε, τ und BOC abzuschätzen und kann nur unter der Steuerung von F1/P1 und Q1/P1 unterdrückt werden.
  • Ferner kann ein Phänomen, in welchem der Entkohlungssauerstoff-Wirkungsgrad sich durch Blasen von oben mit einer Zunahme des Konverterinnendruckes verringert, auch nicht aus der Beziehung in Bezug auf L' und (X – Hc)/d, welche herkömmlicherweise verwendet wurde, geschätzt werden, und kann nur geschätzt werden, indem genau die Auswirkung des Druckes in einem Druckzustand auf der Basis der Berechnungsformeln für die Hohlraumtiefe L, die in den vorstehenden Formeln (11 bis 14) dargestellt sind, ausgewertet und L/D gesteuert wird. 3 stellt die Beziehung zwischen tatsächlich gemessenen Werten der Hohlraumtiefe unter Druck, L, berechnet aus den vorstehenden Formeln (11 bis 14) und L', berechnet aus der vorstehenden Formel (4) dar. Wie man sieht, zeigt L eine gute Entsprechung zu den gemessenen Werten.
  • Das Verhalten eines Strahls unter Druck ist dahingehend gekennzeichnet, daß, weil die Gasdichte an dem Umfang des Strahls hoch ist, wenn die Länge des Überschallkernes verkürzt wird, der Strahl sich in einem größeren Ausmaß verbreitert und deshalb eine größere Menge des umgebenden CO-Gases in dem Sauerstoffstrahl aufgefangen wird. Zusätzlich läuft die Reaktion von 2CO + O2 = 2CO2 tendenziell unter Druck schneller ab, was zu einem Zustand führt, in welchem eine Nachverbrennung sehr wahrscheinlich auftritt. Unter Druck nimmt daher die Nachverbrennungsrate zu, und der Entkohlungssauerstoff-Wirkungsgrad nimmt ab, sofern nicht die Hohlraumtiefe genau gesteuert wird.
  • 4 stellt schematisch eine Ausführungsform der vorliegenden Erfindung dar. Gemäß 4 bezeichnet das Bezugszeichen 1 einen Konvertermantel, 2 bezeichnet ein Feuerfestbzw. Schamotte-Innenauskleidungsmaterial, 3 bezeichnet eine Unterwind- bzw. Bodenblas-Düse, 4 bezeichnet geschmolzenes Eisen, 5 bezeichnet einen Sauerstoffstrahl, 6 bezeichnet eine Oberwind- bzw. Aufblas-Lanze, 7 bezeichnet eine Befestigungsvorrichtung, 8 bezeichnet einen Abgaskanal und der Buchstabe L bezeichnet die Hohlraumtiefe des geschmolzenen Eisens.
  • Die Gründe für die Beschränkung auf numerische Werte usw. in den einzelnen Elementen der vorliegenden Erfindung sind wie folgt.
  • Der Grund, warum die vorliegende Erfindung auf den Betrieb eines Aufblas-und-Bodenblas-Konverters in Anspruch 1 beschränkt ist, besteht darin, daß die Rührintensität durch Bodenblasen nicht frei in einem Aufblas-Konverter gesteuert werden kann, und daß die Sauerstoffströmungsrate und die Rührintensität durch Bodenblasen nicht unabhängig in einem Bodenblas-Konverter gesteuert werden können, da diese zwei Faktoren im allgemeinen in einer Proportion zueinander stehen. Obwohl verschiedene Arten von Bodenblas-Gasen und Blasverfahren in dem Aufblas-und-Bodenblas-Konverter zur Verfügung stehen, kann das Bodenblas-Gas zur Verwendung in der vorliegenden Erfindung Sauerstoff und LPG aufweisen, Sauerstoff und LPG zusätzlich zu einem oder mehreren Inertgasen, Kohlenstoffdioxid, und Kohlenstoffmonoxid, und eines oder mehrere Inertgase, Kohlenstoffdioxid und Kohlenstoffmonoxid, und das Blasverfahren kann mittels Düsenziegeln unter Verwendung von einem oder mehreren Rohren, Schlitzrohren, Ringrohren und Doppelringrohren und porösen Ziegeln implementiert werden.
  • Der Begriff "Druckkonverter" ist als einen Konverter repräsentierend definiert, in welchem der Innendruck auf einen höheren Wert als der atmosphärische Druck während der gesamten oder eines Teils der Blasperiode eingestellt ist. Der Konverterinnendruck ist erwünschtermaßen nicht niedriger als 1,2 kg/cm2 von dem Standpunkt der Erzielung des Vorteils der Unter-Druck-Setzung, d. h., einer Verbesserung der Produktivität, und ist erwünschtermaßen nicht höher als 5 kg/cm2 aus Gründen, daß eine Kapitalinvestition für die Anlage auf einem notwendigen Minimum gehalten werden sollte, und wenn der Druck zu hoch ist, die Schlacke dazu neigen würde, stärker in die Poren des Schamottematerials unter dem hohen Druck einzudringen und die Lebensdauer des Schamottematerials reduziert würde.
  • Die Periode I ist als ein Bereich definiert, in welchem die Stahlbad-Kohlenstoffkonzentration C höher als 0,5% ist. Die Kohlenstoffkonzentration, welche den Übergang von der Periode I zu der Periode II repräsentiert, variiert in dem Bereich von 0,2 bis 0,5% abhängig von dem Rühren durch das Bodenblasen, und der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate. Wenn jedoch die Kohlenstoffkonzentration nicht kleiner als 0,5% ist, wird das Stahlbad als in der Periode I befindlich betrachtet, in welcher die Entkohlungsrate durch die Sauerstoffströmungsrate bestimmt wird.
  • Ferner wird die C-Konzentration, welche den Übergang von der Periode I zu der Periode II darstellt, definiert, indem CB in der nachstehenden Formel (10) als höher als der Bereich von CB × 0,6 bis CB × 1,8 angenommen wird. CB = 0,078 × P + 0,058 × F – 1,3 × Q – 0,00069 × Wm + 0,49 (10)wobei
    P: der Konverterinnendruck (kg/cm2) ist
    F: die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (Nm3/t/min) ist
    Q: die Bodenblas-Gasströmungsrate (Nm3/t/min) ist
    Wm: die Menge des geschmolzenen Stahls (t) ist.
  • CB repräsentiert die kritische Kohlenstoffkonzentration, bei welcher die Entkohlungsreaktion sich von einem Bereich, in welchem die Reaktionsrate von der Sauerstoffströmungsrate bestimmt wird (der Periode I) zu einer Periode, in welcher die Reaktionsrate durch die Kohlenstoffübertragungsrate bestimmt wird (der Periode II), verschiebt. Ruf der Basis von lückenlosen Experimenten erstellten die Erfinder eine neue experimentelle Formel, welche CB unter Druck beschreibt. In anderen Worten, die neue experimentelle Formel wurde als eine lineare Mehrfachregressionsformel unter Verwendung des Konverterinnendruckes P, der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F, und der Bodenblas-Gasströmungsrate Q abgeleitet. Ein Koeffizient von Q ist insbesondere groß, was wie vorstehend beschrieben bedeutet, daß das Bodenblasen die Entkohlungskennlinie unter Druck in einem so großen Umfang beeinflußt, daß der Effekt nicht aus dem Verhalten unter Atmosphärendruck abgeschätzt werden kann.
  • Wenn ein unterer Grenzwert der Kohlenstoffkonzentration für die Durchführung der Steuerung höher als CB × 1,8 ist, verschiebt sich die Steuerung zu der Steuerung, welche inhärent in der Periode II durchzuführen ist, indem der Druck und die zugeführte Sauerstoffströmungsrate verringert oder die Bodenblas-Rührung von einem höheren Wert der Kohlenstoffkonzentration als erforderlich aus vergrößert wird. Dieses führt zu derartigen Problemen, daß die Produktivität mit einer Zunahme einer Entkohlungszeit verschlechtert wird, und das Feuerfestmaterial der Düsen aufgrund einer extrem starken Rührung mehr beschädigt wird. Außerdem würde, wenn die untere Kohlenstoffkonzentration kleiner als CB × 0,6 ist, die inhärent in der Periode I durchzuführende Frischungssteuerung, d. h. die Frischung unter extrem hohen Druck und zugeführter Sauerstoffströmungsrate und zu kleiner Rührintensität sogar nach der Verschiebung auf die Periode II fortgesetzt werden, und somit der geschmolzene Stahl in einen überoxidierten Zustand gebracht werden.
  • F1/P1 wird so gesteuert, daß es in dem Bereich von 1,1– 4,8 gehalten wird, und Q1/D1 wird so gesteuert, daß es in dem Bereich von 0,05–0,35 gehalten wird. Diese Bedingungen spezifizieren Bedingungen, die zur Unterdrückung des Auftretens von Staub, Spritzern und Auswurf und für die Erhaltung einer guten Ausbeute des geschmolzenen Stahls erforderlich sind, sowie zur Verbesserung der Produktivität während der Periode I. Das Auftreten von Staub und Spritzern wird durch den Druck und die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate dominiert. Indem F1/P1 auf mehr als 4,8 eingestellt wird, kann das Auftreten von Staub und Spritzern unterdrückt werden, und eine hohe Ausbeute an geschmolzenem Stahl kann erzielt werden. Wenn F1/P1 kleiner als 1,1 ist, wäre das Auftreten von Staub und Spritzern gering, wobei aber diese Bedingung aufgrund einer kleinen Entkohlungsrate und somit niedriger Produktivität nicht praxisgerecht ist.
  • Um das Auswerfen bei einer schnellen Entkohlung zu unterdrücken, ist es, wie es in 5 dargestellt ist, erforder lich F1/P1 auf nicht mehr als 4,8 zu steuern, und Q1/P1 in den Bereich von 0,05–0,35 zu halten. Das Auftreten eines Auswurfs ist primär einer derartigen Situation zuzuschreiben, daß Schlacke mit einem nicht normal hohen Anteil an (T·Fe) in einem Nicht-Gleichgewichtszustand aufgrund eines Ungleichgewichts zwischen der Strömungsrate des Aufblas-Sauerstoffs und der durch den das Bodenblasen bewirkten Rührintensität erzeugt wird. Wenn Q1/P1 kleiner als 0,05 ist, wäre das Rühren so gering, daß das Auswerfen wahrscheinlicher auftritt. Wenn Q1/P1 größer als 0,35 ist, würde die Erzeugung der Schlacke mit einem nicht normal hohen Anteil an (T·Fe) in einem Nicht-Gleichgewichtszustand vermieden werden, jedoch würde ein übermäßig starkes Rühren ein heftiges Wallen des Stahlbades bewirken, und somit zu einem Problem führen, daß Schlacke und geschmolzenes Eisen aus dem Konverter aufgrund der Wallung des Stahlbades ausgeschleudert werden.
  • F1/P1 spezifiziert die Sauerstoffströmungsrate. Wenn F1/P1 größer als 4,8 ist, würde die Erzeugung der Schlacke mit einem nicht normal hohen Anteil an (T·Fe) in einem Nicht-Gleichgewichtszustand unabhängig davon, ob die Rührung intensiviert wird, nicht vermieden werden und somit zu einem häufigeren Auswerfen führen. In der Tat wird der schnelle Entkohlungsbetrieb in dem unter Druck gesetzten Konverter nur auf der Basis des Effektes des Druckes beruhend auf der Beziehung zwischen dem Rühren und dem Auswerfen, welche von den Erfindern geklärt worden ist, ermöglicht.
  • Ein Verhältnis (L/D) der Tiefe L eines in der Stahlbadoberfläche von dem Aufblas-Sauerstoff erzielten Hohlraums, zu dem Baddurchmesser D wird gesteuert, um es in den Bereich von 0,08 bis 0,30 zu halten. Diese Bedingung spezifiziert auch eine Bedingung, welche für das Unterdrücken des Auftretens von Staub, Spritzern und Auswurf erforderlich ist, welche die Nachverbrennungsrate niedrig hält, und die Ausbeute an geschmolzenen Stahl erhöht, sowie die Produktivität während der Periode I verbessert. Insbesondere wäre, wenn (L/D) kleiner als 0,08 ist, die Intensität des Aufblas-Sauerstoffs so klein, daß, wie es in 6 dargestellt ist, das Feuerfestmaterial stärker mit einer Zunahme der Nachverbrennungsrate beschädigt wird. Zusätzlich würde die Temperatur an einer heißen Aufblasestelle (ein Hochtemperaturbereich, welcher durch den auf die Badoberfläche auftreffenden Aufblas-Sauerstoff erzeugt wird) verringert und die Erzeugung der Schlacke mit einem nicht normal hohen Anteil an (T·Fe) im Nicht-Gleichgewichtszustand nicht vermieden werden, was somit zu einem häufigeren Auswerfen führt.
  • Umgekehrt würde, wenn (L/D) größer als 0,30 ist, die Intensität des Aufblas-Sauerstoffstrahls so groß, daß Spritzer heftiger erfolgen. Auch in diesem Falle würde, da die einen hohen Anteil an (T·Fe) aufweisende und an der Aufblasestelle im Nicht-Gleichgewichtszustand erzeugte Schlacke tief in das Stahlbad durch die von dem Aufblas-Strahl erzeugten Abwärtskräfte eingebracht würde, ein Problem dahingehend entstehen, daß der statische Druck des geschmolzenen Stahls zu dem Zeitpunkt der Erzeugung von CO-Gas erhöht wird und das Auswerfen selbst mit einem niedrigen Anteil von (T·Fe) sehr wahrscheinlich auftritt. Die Auswirkung von Druck auf die Hohlraumtiefe wurde bis zur Ausführung durch die Erfinder noch nicht geklärt. Der schnelle Entkohlungsbetrieb in dem unter Druck gesetzten Konverter wird nur als eine Folge der Klärung der quantitativen Beziehung zwischen dem vorstehenden Effekt und der Nachverbrennungsrate und der Bedingung, unter welcher Auswerfen auftritt, ermöglicht.
  • Die erfindungsgemäßen Verfahren werden nachstehend im Detail erläutert.
  • Während der Periode II zielt die Steuerung auf die Unterdrückung der Überoxidation unter Aufrechterhaltung einer hohen Produktivität ab, wobei es wichtig ist, den Druck, die Sauerstoffströmungsrate und die Rührintensität abhängig von Veränderungen der Kohlenstoffkonzentration zu steuern. Die Entkohlungsrate (K: %C/min) in einem Bereich unter der Periode II wird durch die nachstehende Formel ausgedrückt. K = dC/dt = (Ak/V)·(C – C0).
  • In dieser Formel ist C die Kohlenstoffkonzentration, t die Zeit, A die Reaktions-Grenzflächenfläche, k der Stoffaustauschskoeffizient von Kohlenstoff, V das Volumen des geschmolzenen Eisens und Co die Gleichgewichts-Kohlenstoffkonzentration. Eine Vergrößerung von K erfordert eine Vergrößerung von A, k und eine Verkleinerung von C0. Durch Aufblas-Sauerstoff mit einer Strömungsrate, die der durch K gegebenen Entkohlungsrate entspricht, kann die Entkohlung im Prinzip ohne eine weitere Oxidation des geschmolzenen Eisens oder die Absorption von Sauerstoff in dem geschmolzenen Stahl zu bewirken durchgeführt werden.
  • Im Betrieb ist es erforderlich, eine Bodenblas-Rührintensität anzuwenden, die der Kohlenstoffkonzentration zur Erhöhung der Kohlenstoff-Übertragungsrate entspricht, um die Sauerstoffströmungsrate in Übereinstimmung mit der Rührintensität zu bringen, und um eine heiße Aufblasestelle (den Hochtemperaturbereich, welcher beim Auftreffen des Aufblas-Sauerstoffs auf die Badoberfläche ausgebildet wird) bereitzustellen, um die Entkohlungsreaktion effizient auszuführen. Hier erzeugt die Rührung durch das Bodenblasen eine makroskopisch zirkulierende Strömung in dem Bad, und vergrößert damit die Kohlenstoffübertragungsrate und vergrößert die Reaktions-Grenzflächenfläche aufgrund der Erzeugung einer Emulsion aus Schlacke und Metall, welche durch das Aufschwimmen von Boden blasen zu einem Bereich um die heiße Aufblasestelle herum erzeugt wird. Die heiße Aufblasestelle erzeugt auch einen Hochtemperaturzustand, und verringert dadurch die Gleichgewichts-Kohlenstoffkonzentration und vergrößert die Reaktions-Grenzflächenfläche aufgrund einer Erzeugung einer Emulsion von Schlacke und Metall, welche mit dem Aufblas-Strahl erzeugt wird.
  • Das Aufbringen von Druck reduziert die Menge der Volumenzunahme des Bodenblas-Gases in der Nähe der Oberfläche und vergrößert die Energieabschwächung des Aufblas-Sauerstoffstrahls, wodurch die Bodenblas-Rührintensität reduziert wird und der Emulsions-Erzeugungszustand verringert wird. Es ist daher erforderlich, die Bodenblas-Rührintensität, die Energie des Aufblas-Sauerstoffstrahls, die Sauerstoffströmungsrate, und den Konverterinnendruck in Relation zu der Kohlenstoffkonzentration korrekt zu steuern, indem quantitativ die vorstehenden Phänomene als Effekte auf die Reaktionsrate erfaßt werden. Mit anderen Worten, zur Unterdrückung einer Überoxidation des geschmolzenen Stahls und zur Erzielung einer hohen Ausbeute an hochreinem Stahl, sowie zur Erzielung einer hohen Produktivität ist es wichtig, wie es in Anspruch 1 definiert ist, daß die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate, die Bodenblas-Gasströmungsrate und der Konverterinnendruck abhängig von einer Veränderung der Kohlenstoffkonzentration in dem Stahlbad verändert werden.
  • Die Gründe für die Beschränkung auf numerische Werte, usw. in den einzelnen Elementen der vorliegenden Erfindung sind wie folgt.
  • Der Grund, warum die vorliegende Erfindung auf den Betrieb eines Aufblas-und-Bodenblas-Konverters in Anspruch 1 beschränkt ist, besteht darin, daß die Rührintensität durch das Bodenblasen nicht frei in einem Aufblas-Konverter gesteu ert werden kann, und daß die Sauerstoffströmungsrate und die Rührintensität durch Bodenblasen nicht unabhängig in einem Bodenblas-Konverter gesteuert werden können, da diese zwei Faktoren im allgemeinen in einer Proportion zueinander stehen. Obwohl verschiedene Arten von Bodenblas-Gasen und Blasverfahren in dem Aufblas-und-Bodenblas-Konverter zur Verfügung stehen, kann das Bodenblas-Gas zur Verwendung in der vorliegenden Erfindung Sauerstoff und LPG aufweisen, Sauerstoff und LPG zusätzlich zu einem oder mehreren Inertgasen, Kohlenstoffdioxid, und Kohlenstoffmonoxid, und eines oder mehrere Inertgase, Kohlenstoffdioxid und Kohlenstoffmonoxid, und das Blasverfahren kann mittels Düsenziegeln unter Verwendung von einem oder mehreren Rohren, Schlitzrohren, Ringrohren und Doppelringrohren und porösen Ziegeln implementiert werden.
  • Der Begriff "Druckkonverter" ist als einen Konverter repräsentierend definiert, dessen Innendruck auf einen höheren Wert als der atmosphärische Druck während des gesamten oder ein Teil der Blasperiode eingestellt ist. Der Konverterinnendruck ist erwünschtermaßen nicht niedriger als 1,2 kg/cm2, um den Vorteil der IInter-Druck-Setzung, d. h., einer Verbesserung der Produktivität zu erzielen, und ist erwünschtermaßen nicht höher als 5 kg/cm2 aus Gründen, daß eine Kapitalinvestition für die Anlage auf einem notwendigen Minimum gehalten werden sollte, und wenn der Druck zu hoch ist, die Schlacke dazu neigen würde, stärker in die Poren des Feuerfest- bzw. Schamottematerials unter dem hohen Druck einzudringen und die Lebensdauer des Schamottematerials reduziert würde. Ferner ist während der Periode II der Ausdruck "Druckkonverter" so definiert, daß er den Fall, in welchem der Druck von dem Druckzustand mit einer Verringerung der Kohlenstoffkonzentration durch einen Abfall des Druckes in einer kontinuierlichen oder schrittweisen Art zur Verschiebung zu dem Betrieb unter den Atmosphärendruck oder einen leichten Unterdruck nicht unter 0,9 kg/cm2 für die Absaugung von Abgas reduziert wird mit einschließt.
  • Die Ansprüche spezifizieren die Betriebsbedingungen während der Periode II. Der die Betriebsbedingungen während der Periode II spezifizierende Kohlenstoffkonzentrationsbereich ist als ein Bereich definiert, in welchem C kleiner als 1% ist. Die den Übergang von der Periode I in die Periode II repräsentierende Kohlenstoffkonzentration variiert in dem Bereich von 0,2 bis 0,5% wie vorstehend erwähnt. Um ein Blasen zur Unterdrückung einer Überoxidation während der Periode II zu erreichen, reicht es jedoch nicht aus, nur die Blasbedingungen während der Periode II korrekt einzustellen, sondern es ist erforderlich, die korrekten Blasbedingungen aus einem Bereich hoher Kohlenstoffkonzentration auszuwählen. Auf der Basis lückenloser Experimente haben die Erfinder herausgefunden, daß die kritische Kohlenstoffkonzentration für einen derartigen Bereich 1% ist.
  • In Anspruch 5 ist der Kohlenstoffkonzentrationsbereich, der die Betriebsbedingungen während der Periode II spezifiziert unter Verwendung von CB in der vorstehenden Formel (10) als niedriger als der Bereich von CB × 0,6 bis CB × 1,8 definiert.
  • Wie vorstehend beschrieben, repräsentiert CB die kritische Kohlenstoffkonzentration, bei welcher sich die Entkohlungsreaktion von einem Bereich, in welchem die Reaktionsrate durch die Sauerstoffströmungsrate bestimmt wird (der Periode I), zu einem Bereich, in welchem die Reaktionsrate durch die Kohlenstoffübertragungsrate bestimmt wird (der Periode II), verschiebt. Auf der Basis lückenloser Experimente haben die Erfinder eine neue experimentelle Formel aufgestellt, welche CB unter Druck beschreibt.
  • Wenn ein oberer Grenzwert der C-Konzentration zum Starten der in den Ansprüchen 1 bis 4 definierten Steuerung höher als CB × 1,8 ist, würde sich die Steuerung von einem höheren Kohlenstoffkonzentrationswert als erforderlich zu der Steuerung verschieben, die inhärent in der Periode II auszuführen wäre. Dieses führt zu solchen Problemen, daß die Produktivität mit einer Zunahme der Entkohlungszeit verringert wird, und daß das Schamottematerial der Düse stärker beschädigt wird. Auch würde, wenn der obere Grenzwert der C-Konzentration niedriger als CB × 0,6 ist, die Frischungssteuerung, die inhärent in der Periode I durchzuführen ist, selbst nach der Verschiebung zu der Periode II weitergeführt werden, und somit den geschmolzenen Stahl in einen überoxidierten Zustand bringen.
  • Der Anspruch 1 spezifiziert die Steuerung des Konverterinnendruckes P2 abhängig von einer Veränderung der Kohlenstoffkonzentration C. Gemäß Darstellung in 7 wird P2 so gesteuert, daß er in einem Bereich zwischen PA, der durch die nachstehende Formel (5) definiert ist, und PB, der durch die nachstehende Formel (6) definiert ist, gehalten wird. PA = 0,8 + 5 × C (5) PB = 2 × C (6)
  • In diesen Formeln ist die Einheit von C Gew.-% und die Einheit sowohl von PA als auch von PB ist (kg/cm2). Eine Nichtübereinstimmung in der Einheit führt zu keinen Problemen.
  • Zur Ausführung einer Frischung mit einer hohen Sauerstoffströmungsrate für die Erhöhung der Produktivität ist es zu bevorzugen, den Druck auf einen höheren Wert einzustellen. Ein höherer Druck reduziert jedoch die Rührintensität durch das Bodenblasen und die Energie des Aufblas-Sauerstoffstrahls, und verringert damit die Reaktions-Grenzflächenfläche und den Stoffaustauschkoeffizienten des Kohlenstoffs. Als Ergebnis einer Untersuchung eines quantitativen optimalen Druckveränderungsmusters in Hinblick auf diese Beziehungen wurden die vorstehenden Formeln (5) und (6) abgeleitet.
  • Anders ausgedrückt ist die Entkohlungsreaktion mit dem Aufblas-Sauerstoff eine Reaktion zwischen an der heißen Aufblasestelle erzeugten FeO und Kohlenstoff in dem Stahlbad. Da an der heißen Aufblasestelle erzeugtes FeO immer reines FeO unabhängig von der Kohlenstoffkonzentration und dem Druck ist, wird die Reaktionsrate nur durch die Kohlenstoffkonzentration bestimmt. Bei hoher Kohlenstoffkonzentration ist daher die Reaktionsrate so schnell, daß, da die Keimbildung von CO-Blasen nicht der Reaktion folgen kann, große CO-Blasen erzeugt werden, und Spritzer heftig aufgrund des Aufbrechens der CO-Blasen verstreut werden. Demzufolge muß in dem Falle, in dem die Kohlenstoffkonzentration hoch ist, der Druck auf einen höheren Wert eingestellt werden. Umgekehrt werden, wenn der Druck in einem Zustand vergrößert wird, in welchem die Kohlenstoffkonzentration absinkt, Spritzer verringert, jedoch die Entkohlungsrate aufgrund seiner Zunahme der Gleichgewichts-Kohlenstoffkonzentration Co reduziert.
  • Insbesondere bedeutet dies, wenn der Konverterinnendruck P2 höher als PA ist, daß der Zeitpunkt zur Wiederherstellung des Druckes zu spät ist. Unter einer derartigen Bedingung würde die Gleichgewichts-Kohlenstoffkonzentration Co erhöht werden, die Entkohlungsrate reduziert werden und überschüssiger Sauerstoff würde geschmolzenes Eisen oxidieren, oder würde in dem geschmolzenen Stahl gelöst werden und dadurch das (T·Fe) der Schlacke oder die Sauerstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl erhöhen. Ferner bedeutet dies, wenn der Konverterinnendruck P2 kleiner als PB ist, daß der Zeitpunkt für die Wiederherstellung des Druckes zu früh ist. Unter ei ner derartigen Bedingung würden wegen des auf den Zustand der Periode I oder nahe zu demselben wiederhergestellten Druckes, heftige Spritzer auftreten. Ferner würde, wenn der Druck in den Zustand zurückgebracht wird, in welchem die Kohlenstoffkonzentration hoch ist, ein Problem in der Weise auftreten, daß die hohe Kohlenstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl die Reaktion von Kohlenstoff mit (T·Fe) (Eisenoxiden in der Schlacke) erhöht, wodurch CO-Gas heftig erzeugt wird, und ein Auswerfen sehr wahrscheinlich mit einem niedrigen Anteil von (T·Fe) erfolgt.
  • Der Anspruch 2 spezifiziert die Steuerung der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F2 in Abhängigkeit von der Kohlenstoffkonzentration C zusätzlich zu der Steuerung des Konverterinnendruckes P2 in Abhängigkeit von einer Veränderung der Kohlenstoffkonzentration C, welche in Anspruch 1 spezifiziert ist. Die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F2 in dem Bereich, in welchem C nicht mehr als 1% ist, wird in Bezug auf die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F1 in dem Bereich gesteuert, in welchem C nicht mehr als 1% ist, so daß β ausgedrückt durch die nachstehende Formel (7) in dem Bereich von –0,25 bis 0,5 gehalten wird. β = (F2/F1) – C (7)
  • Tnsbesondere ist es für die Verbesserung der Produktivität zu bevorzugen, die Sauerstoffströmungsrate auf einen höheren Wert einzustellen. Wenn jedoch Sauerstoff in einem zu großen Umfang in Bezug auf die Entkohlungsrate, die von der Rührintensität durch das Bodenblasen abhängt, zugeführt wird, würde die Reaktions-Grenzflächenfläche A, die durch die Energie des Aufblas-Sauerstoffstrahls bestimmt ist, und der Stoffaustauschskoeffizient k des Kohlenstoffs, der Grad der Überoxidation vergrößert werden, und (T·Fe) der Schlacke oder die Sauerstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl würden erhöht werden. Auf der Basis von den Erfindern durchgeführter lückenloser Experimente hat es sich herausgestellt, daß unter Voraussetzung der in Anspruch 1 definierten Drucksteuerung β in dem Bereich von –0,25 bis 0,5 gemäß Darstellung in 8 gehalten werden muß. Wenn β kleiner als –0,25 ist, würde eine Überoxidation aufgrund von zu starker Absenkung der Sauerstoffströmungsrate unterdrückt werden, aber die Produktivität würde mit einer merklichen Zunahme der Sauerstoffaufblaszeit reduziert werden. Wenn β größer als 0,5 ist, würde Überoxidation aufgrund einer zu kleinen Verringerung der Sauerstoffströmungsrate erfolgen, und dadurch (T·Fe) der Schlacke oder die Sauerstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl vergrößern.
  • Anspruch 3 spezifiziert die Steuerung der Bodenblas-Gasströmungsrate Q2 abhängig von einer Veränderung der Kohlenstoffkonzentration C zusätzlich zu der Steuerung des Konverterinnendrucks P2 in Abhängigkeit von einer Veränderung der Kohlenstoffkonzentration C, welche in Anspruch 1 spezifiziert ist. Die Bodenblas-Gasströmungsrate Q2 in dem Bereich, in welchem C nicht mehr als 1% ist, wird im Hinblick auf die Bodenblas-Gasströmungsrate Q1 in dem Bereich, in welchem C größer als 1% ist, gesteuert, so daß γ ausgedrückt durch die nachstehende Formel (8) in dem Bereich von –2 bis 1 gehalten wird. γ = (Q2/Q1) – 5 × (1 – C) (8)
  • Insbesondere verbessert die größere Rührintensität aufgrund des Bodenblasens die Produktivität, da die Entkohlungsrate, die von dem Stoffaustauschskoeffizienten k des Kohlenstoffes abhängt, vergrößert wird. Wenn jedoch die Rührintensität durch das Bodenblasen übermäßig vergrößert würde, würden Probleme der Vergrößerung der Bodenblas-Gaskosten und einer Reduzierung der Lebensdauer des Schamottematerials ent stehen. Auf der Basis von den Erfindern durchgeführter lükkenloser Experimente hat sich herausgestellt, daß unter der Voraussetzung der in Anspruch 1 definierten Drucksteuerung, γ in den Bereich von –2 bis 1 gemäß Darstellung in 9 gehalten werden muß.
  • Wenn γ kleiner als –2 ist, wäre die Sauerstoffströmungsrate zu stark und eine Überoxidation würde aufgrund einer zu kleinen Zunahme der Rührintensität durch das Bodenblasen, was einer Verringerung der Kohlenstoffkonzentration entspricht, auftreten, und dadurch (T·Fe) der Schlacke oder die Sauerstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl erhöhen. Wenn γ größer als 1 ist, wäre die Rührintensität in dem Bereich, in welchem die Kohlenstoffkonzentration niedrig ist, so stark, daß die Bodenblas-Gaskosten vergrößert und die Lebensdauer des Schamottematerials reduziert würden. Zusätzlich würde ein Problem auftreten, daß das Stahlbad zu stark wallt, und Schlacke und geschmolzenes Eisen aus dem Konverter aufgrund der Wallung des Stahlbades ausgeschleudert werden.
  • Als Ergebnis von den Erfindern durchgeführter sorgfältiger Studien hat sich herausgestellt, daß Veränderungen der Bodenblas-Rührbedingungen, die durch Veränderungen des Konverterinnendruckes bewirkt werden, das Entkohlungsblasen während der Periode II in einem größeren Umfang beeinflußten als in der Vergangenheit angenommen. Anders gesagt, in dem Falle von Bodenblas-Rühren verschlechtert eine Vergrößerung des Konverterinnendruckes die Entkohlungseigenschaft in einem wesentlich größeren Ausmaß als der einfach aus den Indizes ε, τ und BOC, die in den Formeln (1) bis (3) dargestellt sind, geschätzte Effekt. Der Grund ist wie vorstehend in Verbindung mit der Periode I beschrieben, daß diese Indizes zur Berechnung der Arbeit der Blasenausdehnung aufgrund einer statischen Druckdifferenz zwischen der Badoberfläche und dem Kon verterboden, d. h., der Glasblaseposition verwendet werden, aber die Entkohlungseigenschaft in der Tat hauptsächlich dadurch dominiert wird, wie sich die Rührung in der geschmolzenen Stahloberfläche entwickelt, in welcher die Entkohlungsreaktion stattfindet.
  • Wie bereits vorstehend in Verbindung mit der Periode I unter Bezugnahme auf 1 und 2 beschrieben, hat es sich herausgestellt, daß der kritische Zustand, ob die Blasen miteinander verbunden sind, oder sich der Blasenaufstiegsbereich seitlich erweitert, stark von dem statischen Druck in der Nähe der Oberfläche beeinflußt wird, und wenn der Konverterinnendruck auf über 1 kg/cm2 erhöht wird, der Blasendurchmesser daran gehindert wird, explosiv mit zunehmender Nähe zur Oberfläche anzusteigen. Eine explosive Zunahme des Blasendurchmessers in der Nähe der Oberfläche trägt stark zu der Rührung der geschmolzenen Stahloberfläche bei und beeinflußt stark eine Zunahme der Reaktions-Grenzflächenfläche aufgrund einer Erzeugung einer Emulsion aus Schlacke und Metall, welche mit dem Aufschwimmen von Bodenblasen auf die Fläche um die heiße Aufblasestelle wie vorstehend erwähnt erzeugt wird. Wie bei der Periode I ist eine derartige explosive Zunahme des Blasendurchmessers in der Nähe der Oberfläche schwierig aus Berechnungen von ε, τ und BOC zu schätzen und kann nur mittels der Steuerung des von der vorliegenden Erfindung vorgeschlagenen γ unterdrückt werden.
  • Bedingungen für die Ermöglichung einer höchst effektiven Frischung in Hinblick auf die Korrelation zwischen dem Konverterinnendruck P2, der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F2 und der von einer Veränderung der Sauerstoffkonzentration C abhängigen Bodenblas-Gasströmungsrate Q2 werden erläutert.
  • Die Steuerung wird so durchgeführt, daß δ ausgedrückt durch die nachstehende Formel (9) in dem Bereich von 5 bis 25 gehalten wird. δ = {(F2 × P2)/Q2}1/2/C (9)
  • Wie bereits im Detail beschrieben, kann bei dem Betrieb des unter Druck gesetzten Konverters während der Periode II eine hohe Produktivität, hohe Ausbeute und hohe Reinheit des geschmolzenen Stahls als Folge einer Unterdrückung eines Überoxidation nur durch korrektes Steuern von vier Faktoren d. h., der Kohlenstoffkonzentration C, des Konverterinnendrukkes P2, der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F2 und der Bodenblas-Gasströmungsrate Q2 erzielt werden. Auf der Basis von den Erfindern durchgeführter lückenloser Experimente hat es sich herausgestellt, daß δ in dem Bereich von 5 bis 25 gemäß Darstellung in 10 gehalten werden muß. Die Rate der Entkohlungsreaktion während der Periode II wird durch die Stoffaustauschrate des Kohlenstoffes bestimmt. Dieses bedeutet, daß die Reaktion über einen derartigen elementaren Prozeß verläuft, daß nach der Oxidation durch den Aufblas-Sauerstoff erzeugtes FeO durch den Kohlenstoff in dem geschmolzenen Stahl reduziert wird. Da die Reduktion langsamer als die Oxidation ist, wird die Reaktionsrate durch die Stoffaustauschrate des Kohlenstoffes bestimmt, welcher die Reduktionsrate bestimmt.
  • Die vorstehende Formel (9) wurde im Hinblick auf einen derartigen elementaren Prozeß abgeleitet. Der Zähler (F2 × P2)1/2 repräsentiert einen Oxidationsindex im Hinblick auf den Druck, und der Nenner (Q21/2 × C) repräsentiert einen Reduktionsindex in Hinblick auf die Kohlenstoffkonzentration. An eine Einbeziehung des Druckes in den Oxidationsindex wurde bis zur Klärung durch die Erfinder noch nicht gedacht, und hat die Bedeutung wie folgt. Wenn der Druck vergrößert wird, wird der Partialdruck des Sauerstoffgases an der Reaktionsgrenz fläche trotz derselben Sauerstoffströmungsrate vergrößert, und dadurch ein Sauerstoffpotential in Proportion zu dem Druck vergrößert. Dieses zeigt, daß selbst dann, wenn das Innere des Konverters mit einem anderen Gas als Sauerstoff unter Druck gesetzt wird, der Partialdruck des die Reaktionsgrenzfläche erreichenden Sauerstoffgases selbst vergrößert wird. Ein derartiges Phänomen wurde bisher in keiner Weise berücksichtigt. Der Betrieb des unter Druck gesetzten Konverters wird nur durch die Einführung dieses Index möglich.
  • Wenn δ kleiner als 5 ist, wäre dann die Reduktionsrate so viel größer als die Oxidationsrate, daß die Überoxidation unterdrückt wird, aber die Produktivität mit einer merklichen Zunahme der Sauerstoffblaszeit reduziert würde. Wenn δ größer als 25 ist, wäre die Oxidationsrate so viel größer als die Reduktionsrate, daß eine Überoxidation auftritt, und somit (T·Fe) der Schlacke oder die Sauerstoffkonzentration in dem geschmolzenen Stahl vergrößert würde.
  • Das Merkmal von Anspruch 4, in welchem ein Verhältnis (L/D) der Tiefe L eines Hohlraums, der in der Stahlbadoberfläche durch den Aufblas-Sauerstoff erzeugt wird, zu dem Baddurchmesser D so gesteuert wird, daß es in dem Bereich von 0,15 bis 0,35 gehalten wird, spezifiziert ebenfalls eine Bedingung, die für die Unterdrückung einer Überoxidation erforderlich ist, während sie die Produktivität während der Periode II verbessert. Die Hohlraumtiefe ist einer von den Indizes, welcher die Energie des Aufblas-Sauerstoffstrahls repräsentiert, und der Aufblas-Sauerstoffstrahl entwickelt zwei Effekte. Ein Effekt ist die Erzeugung einer Hochtemperatur-Aufblasestelle und der andere Effekt ist die Ausbildung einer brisanten Emulsion für die Aufbringung einer starken abwärts gerichteten Energie auf die Stahlbadoberfläche.
  • Insbesondere dann, wenn (L/D) kleiner als 0,15 ist, wäre die Energie des Aufblas-Sauerstoffstrahls so klein, daß die Temperatur der heißen Aufblasestelle verringert und der Emulsionsbereich verkleinert würde, was eine Überoxidation begünstigt. Umgekehrt wäre, wenn (L/D) größer als 0,35 wäre, die Energie des Aufblas-Sauerstoffstrahls so stark, daß heftige Spritzer entstehen, und somit zu einem Betriebsproblem führen. Da ferner das in der heißen Aufblasestelle erzeugte FeO auf eine tiefe Position des Stahlbades abgesenkt wird und einem starken statischen Druck unterworfen wird, kann die Reduzierungsreaktion kaum voranschreiten, und die Entkohlungs-Reaktionsrate wird weiter verlangsamt.
  • Das Verhalten eines Strahls unter Druck ist dadurch gekennzeichnet, daß deshalb, weil die Gasdichte an der Peripherie des Strahles hoch ist, wenn die Länge des Ultraschallkerns verkürzt wird, sich der Strahl in einem wesentlich größeren Ausmaß aufgrund des zunehmenden Widerstandes, der von dem Gas um den Strahl herum erzeugt wird, aufspreizt. Demzufolge wird die Form des Hohlraums, die von dem Aufblas-Strahl unter Druck erzeugt wird, drastisch in einem derartigen Ausmaß verändert, daß die Veränderung nicht aus einer Veränderung abgeschätzt werden kann, die beispielsweise einer Vertikalbewegung der Lanze unter Atmosphärendruck zuzuschreiben ist. Somit wird eine effiziente Frischung nur durch Durchführung einer Steuerung auf der Basis genauer in der vorliegenden Erfindung abgeleiteter Werte ermöglicht.
  • Nachdem die Stahlbad-Kohlenstoffkonzentration C in einen Bereich eingetreten ist, der den Bereich von CB × 0,6 bis CB × 1,8 entspricht, werden CB, ausgedrückt durch die vorstehende Formel (10), der Konverterinnendruck P, die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F und die Bodenblas-Gasströmungsrate Q so gesteuert, daß CB, ausgedrückt durch die vorstehende Formel (10), in dem Bereich von CB × 0,6 bis CB × 1,8 gehalten wird. Der Bereich von C, der den Start der Steuerung ermöglicht, ist auf der Basis desselben Konzeptes wie in Anspruch 11 definiert, spezifiziert.
  • Der Grund, warum die Steuerung auf der Basis der Formel (10) durchgeführt wird, besteht darin, daß die Formel (10) eine Formel ist, welche die kritische Kohlenstoffkonzentration beschreibt, bei welcher sich die Entkohlungsreaktion von einem Bereich, in welchem die Reaktionsrate durch die Sauerstoffströmungsrate bestimmt ist (der Periode I), zu einem Bereich, in welchem die Reaktionsrate durch die Kohlenstoffübertragungsrate bestimmt ist (der Periode II), verschiebt. Mit anderen Worten, durch Steuern von einem oder zwei oder mehr von P, F und Q in der Weise, daß die Kohlenstoffkonzentration in dem Stahl immer auf CB gehalten wird, tritt der Betrieb nicht in die Periode II ein, wird eine Überoxidation des geschmolzenen Stahls vermieden, und eine maximale Entkohlungsrate erzielt, und somit eine hohe Produktivität bereit gestellt. Wenn die vorstehende Steuerung in einem Bereich einer Kohlenstoffkonzentration höher als CB × 1,8 durchgeführt wird, wird die Frischung mit dem stärkeren Vorsatz, eine Überoxidation zu verhindern, als erforderlich durchgeführt, indem der Druck und die zugeführte Sauerstoffströmungsrate verringert wird, oder das Bodenblas-Rühren vergrößert wird. Dieses führt zu derartigen Problemen, daß die Produktivität mit einer Zunahme der Entkohlungszeit verschlechtert wird, und daß das Schamottematerial der Düsen stärker aufgrund von extrem starken Rühren beschädigt wird. Ferner würde, wenn die vorstehende Steuerung in einem Bereich einer Kohlenstoffkonzentration niedriger als CB × 0,6 durchgeführt wird, die Frischungssteuerung in der Periode I, d. h., die Frischung unter extrem hohem Druck und zugeführter Sauerstoffströmungsrate und zu kleiner Rührintensität durchgeführt wird, nach der Verschiebung zu der Periode II fortgesetzt werden, und somit den geschmolzenen Stahl in einen überoxidierten Zustand bringen.
  • [Beispiele]
  • Eine experimentelle Überprüfung wurde unter Verwendung eines 5-Tonnen-Testkonverters durchgeführt. Eine Aufblas-Lanze bestehend aus einer Laval-Düsenlanze mit drei bis sechs Düsen mit einem von 5 auf 20 mm veränderten Halsdurchmesser, und zwei Bodenblasdüsen, welche jeweils aus einem runden Rohr gebildet wurden, welche ein Innenrohr für die Einführung von Sauerstoff und ein Außenrohr für die Einführung von LPG aufwiesen, wurden auf dem Konverterboden für das Bodenblasen installiert. Das Abgas wurde in einem Nicht-Verbrennungszustand einem Staubsammelsystem über eine wassergekühlte Haube zugeführt, welche mit der Oberseite des Konverters verbunden war und der Innendruck des Konverters wurde mittels eines Druckregelventils, das dazwischen angeordnet war, eingestellt. Stickstoffgas wurde für eine erzwungene Unter-Druck-Setzung zu Beginn des Blasens eingeführt, aber der Druckzustand durch eine Selbstdruckerzeugung durch das erzeugte CO und CO2 während des größten Teils der Sauerstoffblaszeit aufrechterhalten.
  • Die Temperatur wurde mittels einer Hilfslanze gemessen. Die Kohlenstoffkonzentration wurde auf der Basis eines Ergebnisses einer Zwischenanalyse unter Verwendung der Hilfslanze, der Menge des Abgases und der Zusammensetzung des Abgases abgeschätzt. Situationen eines Auswurfs und eines Ausspeiens wurden auf der Basis von Bildern beurteilt, welche von einer Überwachungskamera aufgenommen wurden, die das Innere des Konverters überwachte. Die Menge des erzeugten Staubes wurde durch Wiegen der Gesamtmenge des von einem Staubsammler zurückgewonnenen Staubes ermittelt und wurde auch auf Basis ei nes Wertes (kg/t/Δ[%C]) ermittelt, der sich durch Division der Menge von Staub (kg/t), die pro Einheitsmenge angeschmolzenen Stahl erzeugt wurde, durch den Entkohlungsanteil (Δ [%C]) ergab.
  • Geschmolzenes Roheisen wurde erzeugt, nachdem es einer Schmelzung in einem Hochofen und dann dem Heißmetall-Vorbehandlungsprozeß unterzogen wurde. Die Komponenten des geschmolzenen Roheisens waren etwa 4,3% C, etwa 0,12% Si, etwa 0,25% Mn, etwa 0,02% P und etwa 0,015% S. Etwa fünf Tonnen geschmolzenes Roheisen wurden verwendet und die Temperatur des geschmolzenen Roheisens vor dem Beladen des Konverters war bei etwa 1300°C. In dem nachstehenden Beispiel 1 bis zu dem Vergleichsbeispiel 3 war die Kohlenstoffkonzentration am Ende des Blasens etwa 0,6% und die Temperatur an dem Ende des Blasens war etwa 1580°C. Ferner war in dem anschließenden Beispiel 4 bis zu dem Vergleichsbeispiel 8 die Kohlenstoffkonzentration am Ende des Blasens etwa 0,05% und die Temperatur am Ende des Blasens etwa 1650°C.
  • (Bezugsbeispiel 1)
  • In dem Bezugsbeispiel 1 wurde F1/P1 auf 3 gesteuert und Q1/P1 wurde auf 0,2 gesteuert, indem die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (F1) in den Bereich von 4,5 bis 7,5 (Nm3/t/min) und die Bodenblas-Gaszuführungsrate (Q1) in dem Bereich von 0,3 bis 0,5 (Nm3/t/min) entsprechend Veränderungen des Konverterinnendruckes (P1) in dem Bereich von 1,5 bis 2,5 (kg/cm2) verändert wurden. Ferner wurde durch korrektes Einstellen der Lanzenhöhe, des Düsendurchmessers und der Anzahl der Düsen das Verhältnis (L/D) der Hohlraumtiefe zu dem Baddurchmesser in dem Bereich von 0,12 bis 0,24 gehalten. Demzufolge wurde eine stabile Entkohlungsfrischung durchgeführt, ohne eine Auswerfen und Wallen der Badoberfläche zu bewirken, und die Menge des erzeugten Staubes betrug nur 2,2 (kg/t/D[%C]). Der Entkohlungssauerstoff-Wirkungsgrad war 93% und die Nachverbrennungsrate war 5%.
  • (Bezugsbeispiel 2)
  • In dem Bezugsbeispiel 2, wurde F1/P1 auf 3,5 gesteuert und Q1/P1 wurde auf 0,27 gesteuert, indem die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F1 in dem Bereich von 3,5–9,5 (Nm3/t/min) und die Bodenblas-Gaszuführungsrate (Q1) in dem Bereich von 0,2 bis 0,8 (Nm3/t/min) entsprechend Veränderungen des Konverterinnendruckes (P1) in den Bereich von 1,1 bis 3,2 (kg/cm2) verändert wurden. Ferner wurde durch korrektes Einstellen der Lanzenhöhe, des Düsendurchmessers und der Anzahl der Düsen das Verhältnis (L/D) der Hohlraumtiefe zu dem Baddurchmesser in dem Bereich von 0,19 bis 0,26 gehalten. Demzufolge wurde eine stabile schnelle Entkohlungsfrischung durchgeführt, ohne eine Auswerfen und Wallen der Badoberfläche zu bewirken, und die Menge des erzeugten Staubes betrug nur 2,1 kg/t/D[%C]. Der Entkohlungssauerstoff-Wirkungsgrad war 95% und die Nachverbrennungsrate war 4%.
  • (Vergleichsbeispiel 3)
  • In Beispiel 3 wurde F1/P1 auf 0,8 gesteuert und Q1/P1 wurde auf 0,03 gesteuert, indem die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F1 in dem Bereich von 1,5–3,5 (Nm3/t/min) und die Bodenblas-Gaszuführungsrate (Q1) in dem Bereich von 0,05 bis 0,15 (Nm3/t/min) entsprechend Veränderungen des Konverterinnendruckes (P1) in dem Bereich von 1,5 bis 2,52 (kg/cm2) verändert wurden. Ferner wurde durch entsprechendes Einstellen der Lanzenhöhe, des Düsendurchmessers und der Anzahl der Düsen das Verhältnis (L/D) der Hohlraumtiefe zu dem Baddurchmesser in dem Bereich von 0,12 bis 0,24 gehalten. Demzufolge trat ein häufiger Auswurf und es wurde keine stabile Entkohlungsfrischung durchgeführt. Die Menge des erzeugten Staubes betrug 5,6 kg/t/D[%C], der Entkohlungssauerstoff-Wirkungsgrad war 84% und die Nachverbrennungsrate war 15%.
  • Anschließend werden Beispiele der Verfahren gemäß der vorliegenden Erfindung beschrieben. Bedingungen und Ergebnisse von Beispielen und Vergleichsbeispielen sind in der Tabelle 1 aufgelistet.
  • Figure 00450001
  • Im Beispiel 4 wurden der Druck, die Kohlenstoffkonzentration, die Sauerstoffströmungsrate und die Bodenblas-Gasströmungsrate gemäß den in 7 bis 9 dargestellten Relationen B, c und ξ gesteuert. Sowohl δ als auch L/D wurden in dem korrekten Bereich von 7 bis 20 bzw. 0,20 bis 0,30 gehalten. Als eine Folge waren (T·Fe) in der Schlacke und die gelöste Sauerstoffkonzentration am Ende des Blasens niedrig und die Ausbeute an geschmolzenen Stahl hoch. Die Frischung wurde mit einer Konverterblasung in einer kurzen Zeit von nur 6,1 Minuten ohne Auswurf durchgeführt.
  • Im Vergleichsbeispiel 7, das Beispiel 4 entspricht, wurden der Druck, die Kohlenstoffkonzentration und die Sauerstoffströmungsrate gemäß den in 7 und 8 dargestellten Relationen A und a gesteuert. L/D wurde in dem korrekten Bereich von 0,20 bis 0,30 gehalten, aber δ wurde in dem Bereich von 18 bis 45 gehalten. Demzufolge war trotz der Ausführung einer schnellen Sauerstoffblasung (T·Fe) und die gelöste Sauerstoffkonzentration an dem Ende des Blasvorgangs hoch, die Ausbeute des geschmolzenen Stahls niedrig, und es trat Auswurf auf.
  • Im Vergleichsbeispiel 8, das Beispiel 4 entspricht, wurden der Druck, die Kohlenstoffkonzentration und Sauerstoffströmungsrate gemäß den in 7 und 8 angegebenen Relationen C und d gesteuert. L/D wurde in dem korrekten Bereich von 0,20 bis 0,30 gehalten, jedoch wurde δ in dem Bereich von 2 bis 10 gehalten. Demzufolge waren (T·Fe) und die gelöste Sauerstoffkonzentration an dem Ende des Blasvorgangs niedrig, und die Ausbeute des geschmolzenen Stahls war hoch. Jedoch war die Sauerstoffzuführungszeit lang und der Vorteil der Verbesserung der Produktivität unter Druck wurde nicht erzielt.
  • Die vorliegende Erfindung machte es möglich, in einem unter Druck gesetzten Konverter geschmolzenen Stahl mit einem niedrigen Grad an Überoxidation mit hoher Produktivität und hoher Ausbeute zu blasen, und einen hochreinen Stahl mit niedrigem Kohlenstoffanteil zu erzeugen.

Claims (6)

  1. Verfahren zur Herstellung von Stahl in einem Konverter unter Druck zur Anwendung in einem auf- und bodenblasendem Konverter, wobei ein Konverterinnendruck (P: kg/cm2) auf einen höheren Wert als der Atmosphärendruck während der gesamten oder einem Teil einer Blasperiode eingestellt wird, und eine Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (F: Nm3/t/min), eine Bodenblas-Gasströmungsrate (Q: Nm3/t/min) und der Konverterinnendruck P abhängig von einer Stahlbad-Kohlenstoffkonzentration (C: Gew.-%) verändert werden, wobei in einem Bereich, in welchem die Stahlbad-Kohlenstoffkonzentration C nicht höher als 1% ist, der Konverterinnendruck P so gesteuert wird, daß er in einem Bereich zwischen PA, definiert durch die nachstehende Formel (5), und PB, definiert durch die nachstehende Formel (6) gehalten wird: PA = 0,8 + 5 × C (5) PB = 2 × C (6)
  2. Verfahren zur Herstellung von Stahl in einem Konverter unter Druck nach Anspruch 1, wobei β in der nachstehenden Formel (7), ausgedrückt unter Verwendung eines Verhältnisses der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (F1: Nm3/t/min) in einem Bereich, in welchem C höher als 1% ist, zu der Aufblas-Sauerstoffströmungsrate, F2 in einem Bereich, in welchem C nicht höher als 1%, ist so gesteuert wird, daß es in dem Bereich von –0,25 bis 0,5 gehalten wird: β = (F2/F1) – C (7)
  3. Verfahren zur Herstellung von Stahl in einem Konverter unter Druck nach Anspruch 1, wobei γ in der nachstehenden Formel (8), ausgedrückt unter Verwendung eines Verhältnisses der Bodenblas-Gasströmungsrate (Q1, Nm3/t/min) in einem Bereich, in welchem C größer als 1% ist, zu der Bodenblas-Gasströmungsrate Q2 in einem Bereich, in welchem C nicht höher als 1% ist, so gesteuert wird, daß es in dem Berich von –2 bis 1 gehalten wird: γ = (Q2/Q1) – 5 × (1 – C). (8)
  4. Verfahren zur Herstellung von Stahl in einem Konverter unter Druck nach Ansprüchen 1 bis 3, wobei ein Verhältnis (L/D) der Tiefe (L, m) eines in der Stahlbadoberfläche durch den Aufblas-Sauerstoff ausgebildeten Hohlraums zu einem Baddurchmesser (D, m) so gesteuert wird, daß es in dem Bereich von 0,15 bis 0,35 gehalten wird.
  5. Verfahren zur Herstellung von Stahl in einem Konverter unter Druck nach Ansprüchen 1 bis 4, wobei die Stahlbad-Kohlenstoffkonzentration zum Starten der in den Ansprüchen 1 bis 4 definierten Steuerung in dem Bereich von CB × 0,6 bis CB × 1,8 gehalten wird, wobei CB durch die nachstehende Formel (10) ausgedrückt wird: CB = 0,078 × P + 0,058 × F – 1,3 × Q – 0,00069 × Wm + 0,49 (10)wobei: P: der Konverterinnendruck (kg/cm2) ist F: die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (Nm3/t/min) ist Q: die Bodenblas-Gasströmungsrate (Nm3/t/min) ist Wm: die Menge des geschmolzenen Stahls (t) ist.
  6. Verfahren zur Herstellung von Stahl in einem Konverter unter Druck nach Anspruch 1 bis 5, wobei, nachdem die Stahlbad-Kohlenstoffkonzentration in einen Bereich eingetreten ist, der dem Bereich von CB × 0,6 bis CB × 1,8 entspricht, CB durch die Formel (10) ausgedrückt wird: CB = 0,078 × P + 0,058 × F – 1,3 × Q – 0,00069 × Wm + 0,49 (10)wobei: P: der Konverterinnendruck (kg/cm2) ist F: die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate (Nm3/t/min) ist Q: die Bodenblas-Gasströmungsrate (Nm3/t/min) ist Wm: die Menge des geschmolzenen Stahls (t) ist. der Konverterinnendruck P, die Aufblas-Sauerstoffströmungsrate F, und die Bodenblas-Gasströmungsrate F so gesteuert werden, daß CB, ausgedrückt durch die Formel (10), in dem Bereich von C × 0,6 bis C × 1,8 gehalten wird.
DE69815334T 1997-03-21 1998-03-19 Verfahren zur herstellung von stahl im konverter unter druck Expired - Fee Related DE69815334T2 (de)

Applications Claiming Priority (5)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP6715097 1997-03-21
JP6714997A JPH10259409A (ja) 1997-03-21 1997-03-21 加圧転炉製鋼法
JP6715097A JPH10259410A (ja) 1997-03-21 1997-03-21 加圧転炉製鋼法
JP6714997 1997-03-21
PCT/JP1998/001188 WO1998042879A1 (fr) 1997-03-21 1998-03-19 Procede servant a produire de l'acier au convertisseur sous pression

Publications (2)

Publication Number Publication Date
DE69815334D1 DE69815334D1 (de) 2003-07-10
DE69815334T2 true DE69815334T2 (de) 2004-09-09

Family

ID=26408328

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
DE69815334T Expired - Fee Related DE69815334T2 (de) 1997-03-21 1998-03-19 Verfahren zur herstellung von stahl im konverter unter druck

Country Status (8)

Country Link
US (1) US6284016B1 (de)
EP (2) EP0974675B1 (de)
KR (1) KR100357360B1 (de)
CN (1) CN1080317C (de)
AT (1) ATE242339T1 (de)
DE (1) DE69815334T2 (de)
TW (1) TW424111B (de)
WO (1) WO1998042879A1 (de)

Families Citing this family (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
AU747260B2 (en) 1997-07-25 2002-05-09 Nichia Chemical Industries, Ltd. Nitride semiconductor device
EP1168539B1 (de) 1999-03-04 2009-12-16 Nichia Corporation Nitridhalbleiterlaserelement
JP4273688B2 (ja) * 2000-11-16 2009-06-03 Ｊｆｅスチール株式会社 転炉吹錬方法
US8309231B2 (en) 2006-05-31 2012-11-13 Usg Interiors, Llc Acoustical tile
TWI362769B (en) 2008-05-09 2012-04-21 Univ Nat Chiao Tung Light emitting device and fabrication method therefor
CN114150102B (zh) * 2021-11-26 2023-05-02 德龙钢铁有限公司 基于复吹转炉熔池动态脱碳速率的烟道风机控制方法
CN117688819B (zh) * 2024-02-01 2024-04-26 北京科技大学 一种碳-氧反应作用下炼钢转炉熔池流场仿真方法及仿真系统

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS60197805A (ja) * 1984-03-22 1985-10-07 Nippon Steel Corp 転炉廃ガス処理装置の炉内圧制御方法
JPS62146210A (ja) * 1985-12-20 1987-06-30 Nippon Steel Corp 転炉廃ガス処理装置における炉内圧制御方法
JPS62263912A (ja) * 1986-05-08 1987-11-16 Nippon Kokan Kk <Nkk> 密閉転炉のｌｄｇ回収方法
JPH0860220A (ja) * 1994-08-22 1996-03-05 Nippon Steel Corp 低炭素鋼の効率的な転炉精錬方法
JPH09170011A (ja) 1995-12-20 1997-06-30 Nippon Steel Corp 高効率転炉製鋼法

Also Published As

Publication number Publication date
WO1998042879A1 (fr) 1998-10-01
ATE242339T1 (de) 2003-06-15
KR20010005571A (ko) 2001-01-15
EP0974675A4 (de) 2000-12-20
CN1251139A (zh) 2000-04-19
CN1080317C (zh) 2002-03-06
EP0974675A1 (de) 2000-01-26
US6284016B1 (en) 2001-09-04
TW424111B (en) 2001-03-01
EP1291443A3 (de) 2003-06-04
DE69815334D1 (de) 2003-07-10
EP0974675B1 (de) 2003-06-04
EP1291443A2 (de) 2003-03-12
KR100357360B1 (ko) 2002-10-19

Similar Documents

Publication Publication Date Title
DE2428465C2 (de) Verfahren zum Herstellen von rostfreiem Stahl
DE60031206T2 (de) Verfahren zum Anfahren eines Direktschmelzprozesses
DE4234974C2 (de) Verfahren zur Verstärkung der Stoffumsätze in metallurgischen Reaktionsgefäßen
DE69003124T2 (de) Verfahren zur Herstellung einer Metallschmelze, enthaltend Nickel und Chrom.
DE69716582T2 (de) Verfahren und vorrichtung zur vakuum-entkohlung/feinung von flüssigem stahl
DE69815334T2 (de) Verfahren zur herstellung von stahl im konverter unter druck
DE2944771C2 (de) Verfahren zum Frischen von Stahl
DD151077A5 (de) Verfahren zur herstellung von stahl
DE60131426T2 (de) Verfahren und vorrichtung zur direkterschmelzung
DE112019000054T5 (de) Verfahren zum Entschlacken während der Herstellung eines Stahls mit ultraniedrigem Phosphorgehalt und Verfahren zur Herstellung eines Stahls mit ultraniedrigem Phosphorgehalt
DE3045180C2 (de) Verfahren und Vorrichtung zur Herstellung einer hochchromhaltigen Roheisenschmelze als Zwischenprodukt für die Herstellung von hochchromhaltigem Stahl
DE69627819T2 (de) Verfahren zum frischen in einem konverter von oben mit hervorragenden enthohlungseigenschaften und blaslanze zum frischen von oben
DE60127278T2 (de) Verfahren zur direkterschmelzung
DE3888518T2 (de) Verfahren zum entkohlen von hochchromhaltigem roheisen.
DE60132358T2 (de) Sauerstoffblasverfahren und aufwärtsblasende lanze für sauerstoffblaskonverter
DE19608531C2 (de) Verfahren zur Behandlung von Stahl, insbesondere zum Raffinieren von Stahl zum Zuge der Stahlerzeugung
DE1923596C3 (de) Verfahren und Vorrichtung zur Stahlerzeugung
DE69528728T2 (de) Verfahren zum Entkohlen chromhaltiger Stahlschmelzen
DE3586970T2 (de) Verfahren zum herstellen von stahl in einem aufblaskonverter.
DE3019899A1 (de) Verfahren zur herstellung von kohlenstoffstahl und niedriglegiertem stahl in einem basischen sauerstoffofen und vorrichtung zur durchfuehrung des verfahrens
DE3850381T2 (de) Ofen und verfahren zur reduktion eines chromvorproduktes durch schmelzen.
DE3850394T2 (de) Verfahren zur herstellung von geschmolzenem rostfreiem stahl.
DE69604542T2 (de) Entkohlungsverfahren für Chrom enthaltende geschmolzene Metalle
DE2306398B1 (de) Verfahren zur Behandlung von schmelzflüssigen Nichteisenmetallen, insbesondere Kupfer, durch Aufblasen von Reaktionsgasen
DE3428732C2 (de) Verfahren zur Herstellung von Stählen mit niedrigem Kohlenstoffgehalt

Legal Events

Date Code Title Description
8332 No legal effect for de
8370 Indication related to discontinuation of the patent is to be deleted
8339 Ceased/non-payment of the annual fee