EP0857222A1 - Verfahren zum entkohlen einer hochchromhaltigen stahlschmelze - Google Patents

Verfahren zum entkohlen einer hochchromhaltigen stahlschmelze

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EP0857222A1
EP0857222A1 EP96938964A EP96938964A EP0857222A1 EP 0857222 A1 EP0857222 A1 EP 0857222A1 EP 96938964 A EP96938964 A EP 96938964A EP 96938964 A EP96938964 A EP 96938964A EP 0857222 A1 EP0857222 A1 EP 0857222A1
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EP
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decarburization
phase
oxygen
ctp
rate
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EP96938964A
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Johann Dr.-Ing. Reichel
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SMS Siemag AG
Original Assignee
Mannesmann AG
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Publication date
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Publication of EP0857222B1 publication Critical patent/EP0857222B1/de
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    • 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
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/068—Decarburising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
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    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/068—Decarburising
    • C21C7/0685—Decarburising of stainless steel
    • 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

Definitions

  • the invention relates to a method for decarburizing a molten steel for the production of high-chromium steels while blowing in oxygen, in which the decarburization rate is measured continuously and the amount of oxygen to be blown in is adjusted as a function of the measured values, the decarburization rate being determined from the CO 2 and CO 2 - Content in the exhaust gas and the exhaust gas flow is determined.
  • the proportion of the diluent gas and the amount of gas injected into the melt are changed in a predetermined manner.
  • the parameters entered in the model i.e. in a computer program, are compared with actual measured variables, and by comparing the predetermined target values and the determined actual variables, the decarburization process is controlled in such a way that the actual course of the process matches the process simulated in the computer to such an extent corresponds as possible.
  • this computer-controlled decarburization processes should be able to precisely control the decarburization process.
  • this method is suitable for decarburizing molten steel, due to the model used, this method is not suitable for precisely determining the point in time at which the transition point from the decarburization reaction to metal oxidation is reached.
  • control variables are calculated with the aid of a computer on the basis of measured or predetermined values: the duration of the Al-Si oxidation phase at the beginning of the decarburization process, the duration of a main decarburization phase immediately following the Al-Si oxidation phase until the transition point is reached from the decarburization reaction to metal oxidation, the decarburization rate in the main decarburization phase, the decarburization rate in turn being determined from the CO and CO 2 content in the exhaust gas and the exhaust gas flow.
  • the process is carried out in such a way that the amount of oxygen blown in immediately after the Al-Si oxidation phase to that amount of oxygen accelerated until the calculated decarburization rate is reached.
  • the decarburization rate is then kept substantially constant during the main decarburization phase by changing the amount of oxygen blown in.
  • the amount of oxygen blown in is continuously reduced in such a way that the decarburization rate decreases continuously with a predetermined time constant.
  • the method according to the invention for the production of high-chromium steels takes advantage of the knowledge that there is a critical decarburization state in the course of the process, i.e. a transition point from the decarburization reaction to metal oxidation, which can be calculated with sufficient accuracy beforehand using a special model, and the optimal process control depends is the timely detection of this state, after which the metal oxidation, especially the chromium oxidation, is favored in the melt to the disadvantage of the decarburization reaction.
  • a concrete embodiment of the model for determining the critical decarburization state which makes it possible to determine the duration of the Al-Si oxidation phase ⁇ tAl-Si, the duration of the main decarburization phase ⁇ tkr and the decarburization rate in the main decarburization phase, is given by equations (1) to ( 5).
  • This model assumes that there is an almost constant decarburization rate during the main decarburization phase which, after reaching the transition point from the decarburization reaction to metal oxidation, passes into the immediately subsequent post-critical phase.
  • the Oxygen inflow multiplied by the efficiency of the oxygen lance in the main decarburization phase constant.
  • a very low Cr burn-off is achieved in that, as the decarburization rate decreases, the oxygen supply is reduced continuously with the time constant ⁇ kr calculated using equations (1) to (5).
  • the control is very easy to implement by blowing in oxygen with the aid of adjustable gas flow control means.
  • the amount of oxygen blown in is adjusted to a predetermined flow rate for the duration of the Al-Si oxidation phase, so that the foaming of the slag does not exceed a certain thickness.
  • FIG. 2 shows the oxygen balance of the decarburization kinetics according to FIG. 1.
  • Fig. 1 shows schematically the decarburization kinetics of the underlying model.
  • the decarburization rate is plotted on the y-axis and the carbon content of the melt on the x-axis.
  • the main decarburization phase as can be seen in FIG. 1, is characterized by a constant decarburization rate which, after reaching the critical transition point from the decarburization reaction to metal oxidation, continuously passes into the post-critical phase. From this point of view, the critical transition point belongs to both the main decarburization phase and the post-critical phase. Accordingly, the different kinetics of the decarburization reaction that apply to these two phases are the same, ie. H.:
  • the energy balance of the melt is such that the instantaneous energy content of the melt is composed of the initial energy content of the primary metal and the stored energy, which is equal to the difference between the energy supply and the energy loss. Furthermore, it is assumed that the target temperature of the melt once reached at the critical point increases only slightly during the further treatment in the post-critical phase. The proposed process control is based on this assumption, in which only a small amount of chromium slagging takes place during the post-critical phase.
  • the right side of the energy balance equation (3) has several elements with a positive sign, which record the thermal energy released by the metal burnup (metal oxidation).
  • the intensity of the metal erosion is determined for the individual metals by the constant Konst. 1 to const. 7 characterized. These are parameters typical of the melting furnace and the melt.
  • the elements of equation (3) provided with a negative sign include the energy losses through the exhaust gas discharge, through the water cooling, through the heat radiation and the energy requirement for the melting of alloys and slags.
  • the essential quantity resulting from the solution of the system of equations (1), (2) and (3) is the critical carbon burn-up ⁇ Ckr.
  • the critical carbon content ⁇ Ckr that is the carbon content at the transition point of the melt according to FIG. 1, is obtained from the following equation:
  • CA is the initial carbon content of the melt.
  • the decarburization rate can be calculated taking into account the following equation according to FIG. 1:
  • the decarburization process is carried out in such a way that the relevant control variables are calculated at the beginning of decarburization using equations (1) to (5).
  • the further process flow is shown schematically in FIG. 2.
  • a predetermined oxygen flow and a predetermined inert gas flow (for example argon) are set and passed through the melt.
  • the predetermined values lie in a range in which the foaming of the metal slag does not exceed the permissible values.
  • the inert gas supply is switched off and the quantity of oxygen supplied is accelerated until the decarburization rate calculated for the main decarburization phase, which is determined from the CO and CO 2 content in the exhaust gas and the exhaust gas flow, is established.
  • This decarburization rate is kept essentially constant by regulating the oxygen supply during the main decarburization phase.
  • the critical transition point tkr is reached, the amount of oxygen supplied is reduced in proportion to the time with the time constant tkr.
  • the special feature of the invention lies in the determination of the metal bath concentrations of the chemical elements, the metal bath temperature at the critical point and the time of its occurrence. At the critical transition point, the chemical-thermodynamic relationships of the chemical reactions taking place in the metal bath are also calculated. With regard to the maximum instantaneous decarburization and the minimum metal slagging, these reaction processes are considered to be optimal.
  • the optimal reaction sequence is maintained in the postcritical decarburization phase by using the process variables calculated for the critical transition point on the basis of the model to control the postcritical phase, so that undesired chromium oxidation, oxygen consumption and the consumption of reducing agents, especially silicon, are significantly minimized can. As in the main decarburization phase, the oxygen flow rate is controlled via the decarburization rate.
  • the model-based determination of the critical condition also makes it possible to define the optimal input data for the melt.
  • the application possibilities of the method basically extend to all processes that take place with the reducing effect of the carbon against the chromium oxidation. These include both vacuum fresh processes (VOD) and AOD converter processes (Argon Oxigen Decarburization) with all technical modifications.

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Description

VERFAHREN ZUM ENTKOHLEN EINER HOCHCHROMHALTIGEN STAHLSCHMELZE
Beschreibung
Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Entkohlen einer Stahlschmelze zur Herstellung von hochchromhaltigen Stählen unter Einblasen von Sauerstoff, bei welchem die Entkohlungsgeschwindigkeit fortlaufend gemessen werden und in Abhängigkeit von den gemessenen Werten die Menge des einzublasenden Sauerstoffs eingestellt wird, wobei die Entkohlungsgeschwindigkeit aus dem CO- und C02- Gehalt im Abgas und dem Abgasdurchfluß bestimmt wird.
Aus der DE 33 11 232 C 2 ist ein Verfahren zum Entkohlen von Stahlschmelzen bekannt, bei dem auf der Grundlage eines theoretischen Modells, das den Verlauf der Entkohiung in der Stahlschmelze beschreibt, die Prozeßgrößen berechnet werden, anhand derer der Entkohlungsprozeß gesteuert werden soll. Dabei wird Sauerstoff und ein Verdünnungsgas in die Schmelze eingeblasen und die eingeblasenen Mengen entsprechend dem Entkohlungsveriauf mit Hilfe von einstellbaren Gasdurchfluß- kontrollmitteln gesteuert. Die Steuerung der eingeblasenen Mengen erfolgt so, daß das Ausmaß der Entkohlung und der Kohlenstoffgehalt der Schmelze während des Schmelzprozesses anhand des Modells berechnet und mit vorbestimmten Werten verglichen werden. Zu dem Zeitpunkt, an dem der berechnete mit dem vorbestimmten Wert übereinstimmt, wird der Anteil des Verdünnungsgases und die in die Schmelze eingeblasene Gasmenge in vorbestimmter Art und Weise geändert. Bei dem Verfahren werden also die in das Modell, d. h. in ein Rechenprogramm eingegebenen Kenngrößen mit tatsächlichen Meßgrößen verglichen und durch Vergleich der vorgegebenen Sollgrößen sowie der ermittelten Istgrößen wird die Steuerung des Entkohlungsprozesses derart vorgenommen, daß der Istverlauf des Prozesses dem im Rechner simulierten Prozeßvertauf so weit wie möglich entspricht. Mit diesem computergesteuerten Entkohiungsverfahren soll der Entkohiungsvorgang exakt gesteuert werden können.
Dieses Verfahren ist zwar geeignet zum Entkohlen von Stahlschmelzen, jedoch ist dieses Verfahren aufgrund des verwendeten Modells nicht geeignet, exakt den Zeitpunkt des Erreichens des Übergangspunktes von der Entkohlungsreaktion zur Metalloxidation zu bestimmen.
Die Folge ist ein erhöhter Chromabbrand und dadurch zusätzlich erforderliche Mengen an Reduktionsstoffen, beispielsweise Ferrosiiizium und Kalk als basische
Neutralisierung des Siliziumsgehalts in der Schlacke, sowie letztendlich eine verminderte Haltbarkeit der Pfanne oder des Konverters.
Es ist Aufgabe der vorliegenden Erfindung, das Entkohlen einer Stahlschmelze zur Herstellung von hochchromhaltigen Stählen durch Einblasen von Sauerstoff in die Schmelze exakt so zu steuern, daß insbesondere die unerwünschte Chromoxidation vermieden und trotzdem eine starke Entkohlung der Schmelze und eine minimale Metallverschlackung erzielt wird.
Die Lösung dieser Aufgabe hinsichtlich des Verfahrens ist erfindungsgemäß gekennzeichnet durch die im Patentanspruch 1 angegebenen Merkmale. Durch die kennzeichnenden Merkmale der Unteransprüche 2 bis 5 ist dieses Verfahren in vorteilhafter Weise weiter ausgestaltbar.
Erfindungsgemäß werden mit Hilfe eines Rechners auf der Grundlage gemessenener oder vorgegebener Werte die folgenden Regelgrößen berechnet: die Dauer der Al-Si- Oxidationsphase zu Beginn des Entkohlungsprozesses, die Dauer einer sich unmittelbar an die Al-Si-Oxidationsphase anschließenden Hauptentkohlungsphase bis zum Erreichen des Übergangspunktes von der Entkohlungsreaktion zur Metalloxidation, die Entkohlungsgeschwindigkeit in der Hauptentkohlungsphase, wobei die Entkohlungsgeschwindigkeit wiederum aus dem CO- und C02- Gehalt im Abgas und dem Abgasdurchfluß bestimmt wird.
Das Verfahren wird so durchgeführt, daß die eingeblasene Sauerstoffmenge unmittelbar anschließend an die Al-Si-Oxidationsphase auf diejenige Sauerstoffmenge beschleunigt hochgefahren wird, bis sich die berechnete Entkohlungsgeschwindigkeit einstellt. Anschließend wird während der Dauer der Hauptentkohlungsphase durch Verändern der eingeblasenen Sauerstoffmenge die Entkohlungsgeschwindigkeit im wesentlichen konstant gehalten. In der sich an die Hauptentkohlungsphase unmittelbar anschließenden nachkritischen Phase wird die eingeblasene Sauerstoffmenge in der Weise kontinuierlich reduziert, daß die Entkohlungsgeschwindigkeit zeitkontinuierlich mit einer vorgegebenen Zeitkonbstanten abnimmt.
Hierdurch wird erreicht, daß eine unter den gegebenen Bedingungen maximale Entkohlung und minimale Metallverschlackung, insbesondere eine minimale unerwünschte Chromoxidation, erzielt wird. Das erfindungsgemaße Verfahren zur Herstellung von hochchromhaltigen Stählen macht sich die Erkenntnis zunutze, daß es im Prozeßverlauf einen kritischen Entkohiungszustand gibt, also einen Übergangspunkt von der Entkohlungsreaktion zur Metalloxidation, der anhand eines speziellen Modells im Voraus hinreichend genau berechnet werden kann, und die optimale Prozeßführung abhängig ist vom rechtzeitigen Erkennen dieses Zustands, nach dessen Überschreiten die Metalloxidation, insbesondere die Chromoxidation, in der Schmelze zu Ungunsten der Entkohlungsreaktion begünstigt wird.
Erst die Bestimmung des kritischen Entkohlungszustands ermöglicht bezüglich der Prozeßführung eine Vorhersage des zeitlichen Prozeßablaufs. Bei bekannten Eingangsdaten des Vormetalls, insbesondere der chemischen Zusammensetzung, der Temperatur und des Gewichts, und der Vorgabe der gewünschten Enddaten in gleicher Form wie die Eingangsdaten der Schmelze können anhand des Modells die regelungstechnisch wichtigen Größen der Prozeßführung vorausberechnet werden.
Eine konkrete Ausgestaltung des Modells zur Bestimmung des kritischen Entkohlungszustands, das es ermöglicht, die Dauer der Al-Si-Oxidationsphase ΔtAl-Si, die Dauer der Hauptentkohlungsphase Δtkr und die Entkohlungsgeschwindigkeit in der Hauptentkohlungsphase zu bestimmen, wird durch die Gleichungen (1) bis (5) beschrieben. Dieses Modell geht davon aus, daß während der Hauptentkohlungs¬ phase eine nahezu konstante Entkohlungsgeschwindigkeit vorliegt, die nach dem Erreichen des Übergangspunktes von der Entkohlungsreaktion zur Metalloxidation in die sich unmittelbar anschließende nachkritische Phase übergeht. Dabei ist der Sauerstoffzufluß multipliziert mit dem Wirkungsgrad der Sauerstofflanze in der Hauptentkohlungsphase konstant.
Ein sehr geringer Cr-Abbrand wird dadurch erreicht, daß mit abnehmender Entkohlungsgeschwindigkeit zeitkontinuierlich mit der mittels der Gleichungen (1 ) bis (5) errechneten Zeitkonstanten τkr die Sauerstoffzufuhr verringert wird.
Die Steuerung ist durch das Einblasen von Sauerstoff mit Hilfe von einstellbaren Gasdurchflußkontrolimitteln sehr einfach zu realisieren.
Bei der Durchführung des Entkohlungsverfahrens ist es vorgesehen, für die Dauer der Al-Si-Oxidationsphase die Menge des eingeblasenen Sauerstoffs auf eine vorbestimmte Durchflußmenge einzustellen, so daß das Aufschäumen der Schlacke eine bestimmte Stärke nicht überschreitet.
Ein Beispiel der Erfindung wird anhand der beiliegenden Zeichnung näher erläutert. Die Figuren zeigen:
Fig. 1 die Entkohlungskinetik des zugrundegeiegten Modells und
Fig. 2 die Sauerstoffbiianz der Entkohlungskinetik nach Fig. 1.
Fig. 1 zeigt schematisch die Entkohlungskinetik des zugrundegeiegten Modells. Dabei ist auf der y-Achse die Entkohlungsgeschwindigkeit und auf der x-Achse der Kohlenstoffgehalt der Schmelze aufgetragen. Die Hauptentkohlungsphase zeichnet sich, wie Fig. 1 erkennen läßt, durch eine konstante Entkohlungsgeschwindigkeit aus, die nach dem Erreichen des kritischen Übergangspunktes von der Entkohlungsreaktion zur Metalloxidation kontinuierlich in die nachkritische Phase übergeht. Unter diesem Gesichtspunkt ist der kritische Übergangspunkt sowohl zur Hauptentkohlungsphase als auch zur πachkritischen Phase zugehörig. Dement¬ sprechend ist die für diese beiden Phasen geltende unterschiedliche Kinetik der Entkohlungsreaktion gleich, d. h.:
mit
ΔCkr Kohlenstoffabbrand bis zum kritischen Punkt in %
Δtkr Dauer der Hauptentkohlungsphase
Ckr kritischer Kohienstoffgehalt in % τkr Betriebsreaktionszeitkonstante in min
Die eigentliche Entkohlung findet während der Hauptentkohlungsphase, d. h. nach dem AI-, Sl-Abbrand bis zum Erreichen des kritischen Übergangspunktes statt. Parallel zur Kohienstoffoxidation findet bekanntermaßen eine Metalloxidation statt, vor allem die von Chrom, Mangan und Eisen. Daraus ergibt sich für die Sauerstoffbilanz die folgende Gleichung:
Δθ2,C + Δθ2,Me =ηHQθ2.H Δtkr (2)
mit
Δθ2,C Sauerstoffbedarf für Kohlenstoffabbrand bis zum kritischen Punkt in Nm3/min Δθ2,Me Sauerstoffbedarf beim Metallabbrand bis zum kritischen Punkt in
Nm3/min T|H Wirkungsgrad der Sauerstofflanze in der Hauptentkohlungsphase
Qθ2,H Menge des eingeblasenen Sauerstoffs in der
Hauptentkohlungsphase in Nm3/min
Die Energiebilanz der Schmelze sieht so aus, daß der momentane Energieinhalt der Schmelze sich aus dem anfänglichen Energieinhalt des Vormetalls und der gespeicherten Energie, die gleich der Differenz zwischen der Energiezufuhr und dem Energieveriust ist, zusammensetzt. Weiterhin wird davon ausgegangen, daß die einmal am kritischen Punkt erreichte Solltemperatur der Schmelze während der weiteren Behandlung in der nachkritischen Phase nur leicht steigt. Auf dieser Annahme gründet sich die vorgeschlagene Prozeßsteuerung, bei der während der nachkritischen Phase nur noch eine geringe Chromverschlackuπg stattfindet. Die
Energiefreisetzung beim Kohlenstoff- und Chromabbrand wird zum größten Teil durch die auftretenden Energieveriuste kompensiert. Die Energiebilanz stellt sich somit folgendermaßen dar CTP (GA/1000) ΔTSOII =
+ CTP (GA/1000) konstl ΔSi/0,1 + + CTP (GA/1000) konst2 ΔAI/0,1 + + CTP (GA /1000) (konst3 + λkonst4) ΔCkr/0, 1 + + CTP (GA/1000) konstδ ΔCkr/0,1 + + CTP (GA/1000) koπstδ ΔFekr/0,1 + + CTP (GA/1000) konst7 ΔMnkr/0,1 +
- (CGP /1000) (konstδ GA ΔCkr/100 + QAr,AI-Si ΔtAI-Si + QAΓ.H Δtkr)(Tθ + Tsoiι/2)
-CTP ΔTw ΔQw (ΔtAi-Si + Δtkr) -CSP (ΔtAi-Si + Δtkr)/60 -Σ (Gi /1000) Q (3)
mit
GA Schmelzgewicht in Kg
ΔSi Si-Abbrand mit konstl =25 bis 40 K/0, 1 % Si-Abbrand
ΔAI Al-Abbrand mit konst2=25 bis 45 K/0, 1 % Al-Abbrand
ΔCkr C-Abbrand mit konst3*5 bis 20 K/0,1% C-Abbrand und λ-Anteil
(konst4=20 bis 40) der CO-Nachverbrennung
ΔCrkr Cr-Abbrand mit konst5=5 bis 20 K/0, 1 % Cr-Abbrand
ΔFβkr Fe-Abbrand mit konst6=1 bis 10 K/0, 1 % Fe-Abbrand
ΔMnkr Mn-Abbrand mit konst7=5 bis 20 K/0, 1 % Mn-Abbrand
CTP spezifische Wärmekapazität der Schmelze in KWh/K/t λ Anteil der CO-Nachverbrennung im Kessel
CGP spezifische Wärmekapazität des Abgases in KWh/Nm3/K QAr. Al;Si , QAΓ.H Ar-lnertgasdurchfluß in der At-Si-und Hauptentkohlungsphase in
Nm3/min
CWP spezifische Wärmekapazität des Kühlwassers in KWM/K
ΔTw Temperaturdifferenz Einlauf/Auslauf in K
Qw mittlerer Kühlwasserdurchfluß in l/min
CSP Strahlungsleistung der Wandung in KW
Gi Zugabe T in Kg
Ci Enthalpie der Legierung "i" in KWh/t To Temperatur des Vormetalls in "C
Die rechte Seite der Energiebilanzgleichung (3) weist mehrere mit einem positiven Vorzeichen versehene Glieder auf, die die durch den Metallabbrand (Metalloxidation) freigesetzte Wärmeenergie erfassen. Die Intensität des Metallabbrands wird für die einzelnen Metalle durch die Konstanten Konst. 1 bis Konst. 7 charakterisiert. Es handelt sich dabei um für den Schmelzofen und die Schmelze typische Parameter. Die mit einem negativen Vorzeichen versehenen Glieder von Gleichung (3) umfassen die Energieverluste durch die Abgasabführung, durch die Wasserkühlung, durch die Wärmeabstrahlung und den Energiebedarf für das Einschmelzen von Legierungen und Schlacken.
Der Zusammenhang der prozeßrelevanten Temperaturen ergibt sich aus Gleichung (4):
TSoll = TSkr - To (4)
mit
Tskr Solltemperatur der Schmelze am kritischen Punkt in βC
ΔTSoll Solltemperaturzuwachs der Schmelze am kritischen Punkt in "C
To Temperatur der Schmelze am Beginn der Behandlung in *C
Die wesentliche Größe, die sich aus der Lösung des Gleichungssystems (1), (2) und (3) ergibt, ist der kritische Kohlenstoffabbrand ΔCkr. Mit diesem erhält man den kritischen Kohlenstoffgehalt ΔCkr, das ist der Kohlenstoffgehalt am Übergangspunkt der Schmelze gemäß Fig. 1 , aus folgender Gleichung:
Ckr = CA - ΔCkr (6)
wobei CA der Anfangskohlenstoffgehalt der Schmelze ist.
Die Entkohlungsgeschwindigkeit läßt sich berechnen unter Berücksichtigung der folgenden Gleichung gemäß Fig. 1:
(-dC / dt) = ΔCkr / Δtkr = Ckr / τkr (5). Zusätzlich zum kritischen Kohlenstoffgehalt Ckr erhält man durch Lösung des Gleichungssystems (1) - (4) die regelungstechnisch sehr wichtigen Prozeßzeiten tkr und tAl-Si. Als vierte Unbekannte bestimmt das Gleichuπgssystem die Größe (To + ΔTsoll/2). Diesen Wert in Gleichung (4) eingesetzt ergibt Tskr - die Solltemperatur der Schmelze am kritischen Punkt.
Das Modell zur Bestimmung des kritischen Entkohlungszustands wird durch die Gleichungen (1) bis (5) eindeutig beschrieben und ermöglicht es die für den Entkohlungsprozeß relevanten Steuerungsgrößen: die Dauer der Al-Si- Oxidationsphase ΔtAI-Si, die Dauer der Hauptentkohlungsphase Δtkr und die
Entkohlungsgeschwindigkeit in der Hauptentkohlungsphase zu bestimmen.
Die Durchführung des Entkohlungsverfahrens erfolgt so, daß zu Beginn der Entkohlung mit Hilfe der Gleichungen (1) bis (5) die relevanten Steuerungsgrößen berechnet werden. Der weitere Prozeßablauf ist in Fig. 2 schematisch dargestellt. In der AL-SI-Oxidationsphase wird ein vorbestimmter Sauerstoffdurchfluß und ein vorbestimmter Innertgasdurchfluß (beispielsweise Argon) eingestellt und durch die Schmelze geleitet. Die vorbestimmten Werte liegen dabei in einem Bereich, bei dem die Schäumung der Metallschlacke die zulässigen Werte nicht überschreitet.
Unmittelbar anschließend an die Al-Si-Oxidationsphase wird die Innertgaszuführung abgeschaltet und die zugeführte Sauerstoffmenge beschleunigt hochgefahren, bis sich die für die Hauptentkohlungsphase berechnete Entkohlungsgeschwindigkeit, die aus dem CO- und C02- Gehalt im Abgas und dem Abgasdurchfluß bestimmt wird, einstellt. Diese Entkohlungsgeschwindigkeit wird durch Regulierung der Sauerstoffzufuhr während der Hauptentkohlungsphase im wesentlichen konstant gehalten. Bei Erreichen des kritischen Übergangspunktes tkr wird die zugeführte Sauerstoffmenge zeitproportional mit der Zeitkonstanten tkr verringert.
Die Besonderheit der Erfindung liegt in der Bestimmung der Metallbadkonzentrationen der chemischen Elemente, der Metallbadtemperatur am kritischen Punkt und der Zeitpunkt seines Auftritts. Am kritischen Übergangspunkt werden außerdem die chemisch-thermodynamischen Verhältnisse der im Metallbad ablaufenden chemischen Reaktionen berechnet. Bezüglich der maximalen momentanen Entkohiung und der minimalen Metallverschlackung gelten diese Reaktionsabläufe als optimal. Der optimale Reaktionsablauf wird in der nachkritischen Entkohlungsphase dadurch beibehalten, daß die für den kritischen Übergangspunkt anhand des Modells berechneten Prozeßgrößen zur Steuerung der nachkritischen Phase herangezogen werden, sodaß die unerwünschte Chromoxidation, der Sauerstoffverbrauch und der Verbrauch an Reduktionsstoffen, vor allem des Siliziums, wesentlich minimiert werden können. Gesteuert wird wie in der Hauptentkohlungsphase die Sauerstoff- durchflußmenge über die Entkohlungsgeschwindigkeit.
Die modellmäßige Bestimmung des kritischen Zustandes ertaubt außerdem die optimalen Eingangsdaten der Schmelze zu definieren. Die Anwendungsmöglichkeiten des Verfahrens erstrecken sich grundsätzlich auf alle Prozesse, die unter reduzierender Wirkung des Kohlenstoffs gegenüber der Chromoxidation ablaufen. Zu diesen gehören sowohl Vakuumfrischprozesse (VOD) als auch AOD- Konverterprozesse (Argon Oxigen Decarburization) mit allen technischen Abwandlungen.

Claims

Pateπtansprüche
1. Verfahren zum Entkohlen einer Stahlschmelze zur Herstellung von hochchromhaltigen Stählen unter Einblasen von Sauerstoff, bei welchem die Entkohlungsgeschwindigkeit fortlaufend gemessen werden und in Abhängigkeit von den gemessenen Werten die Menge des einzublasenden Sauerstoffs eingestellt wird, dadurch gekennzeichnet,
- daß folgende Regelgrößen berechnet werden:
a) die Dauer der Al-Si-Oxidationsphase zu Beginn des Entkohlungsprozesses,
b) die Dauer einer sich unmittelbar an die Al-Si-Oxidationsphase anschließenden Hauptentkohlungsphase bis zum Erreichen des Übergangspunktes von der
Entkohlungsreaktion zur Metalloxidation und
c) die Entkohlungsgeschwindigkeit in der Hauptentkohlungsphase und
- daß die eingebiasene Sauerstoffmenge unmittelbar anschließend an die Al-Si-
Oxidationsphase auf diejenige Sauerstoffmenge der Hauptentkohlungsphase beschleunigt hochgefahren wird, bis sich die gemäß c) berechnete Entkohlungsgeschwindigkeit einstellt,
- daß für die Dauer der Hauptentkohlungsphase durch die eingeblasene
Sauerstoffmenge die Entkohlungsgeschwindigkeit im wesentlichen konstant gehalten wird und
- daß unmittelbar anschließend an die Hauptentkohlungsphase die eingeblasene Sauerstoffmenge in der Weise kontinuierlich reduziert wird, daß sich die
Entkohlungsgeschwindigkeit zeitkontinuierlich mit einer vorbestimmten Zeitkonstanten verringert.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Dauer der Al-Si-Oxidationsphase ΔtAI-Si , die Dauer der Hauptentkohlungsphase Δtkr und die Entkohlungsgeschwindigkeit in der Hauptentkohlungsphase anhand eines durch die folgenden Gleichungen (1) bis (5) beschriebenen Modells berechnet wird:
mit
ΔCkr Kohlenstoffabbrand bis zum kritischen Punkt in %
Δtkr Dauer der Hauptentkohlungsphase
Ckr kritischer Kohlenstoffgehalt in % τkr Betriebsreaktionszeitkonstante in min
Δ02.C + Δθ2,Me =ηHQθ2,H Δtkr (2)
mit
Δθ2,C Sauerstoffbedarf für Kohlenstoffabbrand bis zum kritischen Punkt in Nm3/min Δθ2,Me Sauerstoffbedarf beim Metallabbrand bis zum kritischen Punkt in
Nm3/min T)H Wirkungsgrad der Lanze in der Hauptentkohlungsphase
Qθ2,H Menge des eingeblasenen Sauerstoffs in der
Hauptentkohlungsphase in Nm3/min
CTP (GA/1000) ΔTSo!l =
+ CTP (GA /1000) konstl ΔSi/0,1 +
+ CTP (GA/1000) konst2 ΔAI/0,1 +
+ CTP (GA/1000) (konst3 + λkonst4) ΔCkr/0,1 +
+ CTP (GA/1000) konstδ ΔCkr/0,1 + + CTP (GA /1000) konstβ ΔFekr/0, 1 +
+ CTP (GA/1000) konst7 ΔMnkr/0,1 +
- (CGP /1000) (konstδ GA ΔCkr/100 + QAr,Ai-Si ΔtAi-Si + QAΓ.H Δtkr)(To
+ Tsoiι/2)
-CTP ΔTw ΔQw (ΔtAi-Si + Δtkr)
- 12 - -CSP (ΔtAi-Si + Δtkr)/60 -Σ (Gi /1000) Ci (3)
mit
ΔSi Si-Abbrand mit konstl =25 bis 40 K/0, 1 % Si-Abbrand
ΔAI Al-Abbrand mit konst2=25 bis 45 K/0, 1 % Al-Abbrand
ΔCkr C-Abbrand mit konst3=5 bis 20 K/0, 1 % C-Abbrand und λ-Anteil
(konst4=20 bis 40) der CO-Nachverbrennung
ΔCnxr Cr-Abbrand mit konst5=5 bis 20 K/0,1% Cr-Abbrand
ΔFβkr Fe-Abbrand mit bis 10 K/0,1% Fe-Abbrand
ΔMnkr Mn-Abbrand mit konst7=5 bis 20 K/0,1 % Mn-Abbrand
CTP spezifische Wärmekapazität der Schmelze in KWh/K/t λ Anteil der CO-Nachverbrennung im Kessel
CGP spezifische Wärmekapazität des Abgases in KWh/Nm3/K QAr ,AI;Si , QAΓ.H Ar-lnertgasdurchfluß in der Al-Si-und Hauptentkohlungsphase in
Nm3/min
CWP spezifische Wärmekapazität des Kühlwassers in KWh/l/K
ΔTw Temperaturdifferenz Einlauf/Auslauf in K
Qw mittlerer Kühlwasserdurchfluß in l/min
CSP Strahlungsleistung der Wandung in KW
Gi Zugabe "i" in Kg
Ci Enthalpie der Legierung T in KWhΛ
To Temperatur der Schmelze am Beginn der Behandlung in "C
mit
ΔTSoll = TSkr - To (4)
mit
TSkr Solltemperatur der Schmelze am kritischen Punkt in "C
ΔTSoll Solltemperaturzuwachs der Schmelze am kritischen Punkt in °C
, wobei die Entkohlungsgeschwindigkeit sich ergibt unter Berücksichtigung von (-dC / dt) = ΔCkr / Δtkr = Ckr / τkr (5). Verfahren nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß die Entkohlungsgeschwindigkeit nach dem Erreichen des kritischen Punktes zeitkontinuieriich mit der Zeitkonstanten τkr verringert wird.
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