EP0949339B1 - RH-Vakuumverfahren mit Massenumlaufratesteuerung zur Reduzierung des Kohlenstoffgehalts einer Stahlschmelze - Google Patents

RH-Vakuumverfahren mit Massenumlaufratesteuerung zur Reduzierung des Kohlenstoffgehalts einer Stahlschmelze Download PDF

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EP0949339B1
EP0949339B1 EP99105806A EP99105806A EP0949339B1 EP 0949339 B1 EP0949339 B1 EP 0949339B1 EP 99105806 A EP99105806 A EP 99105806A EP 99105806 A EP99105806 A EP 99105806A EP 0949339 B1 EP0949339 B1 EP 0949339B1
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EP
European Patent Office
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melt
steel melt
treatment
carbon content
steel
Prior art date
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EP99105806A
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English (en)
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EP0949339A1 (de
Inventor
Manfred Zeimes
Franz Dr.-Ing. Münscher
Ingo Knopp
Ralf Piechert
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ThyssenKrupp Steel Europe AG
Original Assignee
ThyssenKrupp Stahl AG
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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
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/10—Handling in a vacuum

Definitions

  • the invention relates to a method for treating a Melting steel, in which the melt with a negative pressure is applied, which is generated in a vacuum chamber to which a riser and a downpipe are connected which are in a pan that holds the molten steel dive, in which in the case of negative pressure in the Steel tube present a molten gas is injected to circulate the molten steel from the pan over the riser pipe into the vacuum chamber and from to force it back into the pan over the downpipe, and wherein during the ascent of the molten steel in Riser tube reaction gas is generated, which in the Vacuum chamber as well as the conveying gas essentially completely outgassed from the molten steel.
  • the method used is, for example, in "Using the RH process for the production of ultra-low carbon steels at Thyssen Stahl AG ", Thyssen Technical Reports, issue 1/90.
  • the carbon monoxide thus formed in the riser carries in addition to driving the melt.
  • the Formation rate of the resulting CO gas depending on the current carbon or oxygen content of the Melt. This leads to the carbon monoxide stream in the In the course of the treatment the molten steel decreases until finally no such reaction gas from the Outgassing melt.
  • reaction gas generated in the riser occurs in the Vacuum chamber together with the conveying gas essentially completely from the molten steel. Through the downpipe therefore flows essentially one of gas fractions completely freed molten steel back to the pan.
  • the object of the invention is a method to create the type mentioned above, with the Knowledge of the respective decarburization state of the Melting steel more precise control of the treatment a molten steel is possible.
  • the invention is based on the idea that the density the melt in the riser pipe because of the blown into it Conveying gas and the reaction gas generated in it is less than the density of the melt, which in the Down pipe freed of gas components flows back. Outgoing From this consideration, the force or. Pressure difference determined, which is the circulation of the Melting steel causes.
  • the invention thus establishes a based on an analysis of the actual circumstances, of the respective blown-in gas flow and of each resulting reaction gas flow dependent computing model to disposal. This calculation model enables the "Driving force" by which the melt during its Circulation is driven to a high degree to determine realistically.
  • the decarburization process determines the point in time at which the treatment of the molten steel is ended. To this The purpose is that with each run of the sequence of steps a) - c) newly determined carbon content with a limit value compared. The achievement of this represents a clear one Criterion for the decision is treatment break up.
  • the volume flow in the riser blown gas equal to that Conveying gas volume flow set at which the during running through the sequence of steps a) - c) in each case determined mass flow of the circulating steel melt Maximum.
  • the analytical determination of the mass flow according to the invention of the steel melt based on the differential force and in Dependence on the blown gas flow and changing in the course of treatment Reaction gas flow show that based on the respective processing progress more optimal Production gas flow exists, if it is exceeded a worsening of the treatment outcome sets.
  • By always blowing in the conveyed gas flow Agreement with the determined optimal Gas volume flow is brought is also an optimal Mass flow of molten steel reached. compare to practical experience has shown that according to the Invention given delivery gas volume flows exactly with those known from practical experience Conveying gas flows match, in which in the Practice setting optimal treatment results.
  • the accuracy of the determination of the differential force and / or the determination of the mass flow of the circulating Steel smelting can be additionally increased as a result, that takes into account changes in vacuum that occur during the treatment period.
  • Such deviations from the specified target value of the Negative pressure occur for example at the beginning of the Treatment on if the vacuum chamber is not in the is sufficiently evacuated.
  • Embodiment of the invention is characterized in that when determining the differential force by the wear occurring during the treatment period conditional changes in the geometry of the Mass flow of the molten steel during one cycle flowed through components, such as riser and downpipe, be taken into account.
  • Wear of the refractory lining of the Components flowing through the melt ensure that the essential, changing through wear Influencing factors in the analytical determination of the Differential force, such as the diameter of the Riser and downpipe, always on the respective actual wear condition can be adjusted.
  • it has proven useful to adapt the respective state of wear between individual Carry out treatment cycles within which one Melt batch the treatment completely goes through.
  • the differential force can be determined in that a horizontal plane the compressive force, which from the in Standpipe standing column of molten steel and Conveying gas based on the cross-sectional area of the Riser is exercised compared to the pressure force is that of the standing in the downpipe Steel melt column based on the cross-sectional area the downpipe is exercised.
  • This consideration can taking into account the respective hydrostatic Pressures to be performed. A more precise result results however, if in addition to the hydrostatic Pressure component also the flow-related dynamic Pressure component is taken into account.
  • the first is preferably used when determining the pressures Balance limit in the area of transition from case and Riser pipe placed in the vacuum container while the second balance limit for riser and downpipe at the level of Inlet nozzles of the riser pipe is arranged.
  • the device 1 for decarburizing a molten steel S has a pan 2 and a vacuum chamber 3.
  • pumps 4 are provided which generate a vacuum P VK within the vacuum chamber 3.
  • the vacuum P VK is not constant during the decarburization treatment, since at the beginning of the treatment there is ambient pressure in the vacuum chamber 3 and the pumps 4 lower it to the vacuum P VK depending on their output.
  • a riser pipe 5 and a down pipe 6 open, which dip into the pan 2 with their free end.
  • the melt S Upon action of the melt S with the negative pressure P VK the melt S initially rises uniformly through the riser pipe 5 and the drop tube 6 in the vacuum chamber 3, wherein a height of the melt level is adjusted accordingly in the vacuum chamber 3 to the existing negative pressure P VK.
  • a conveying gas volume flow V ⁇ FG can be blown into the riser pipe 5 via nozzles 8 via a conveying gas line 7 opening in the region of the free end of the riser pipe 5.
  • Argon for example, is used as the conveying gas.
  • a mass flow M ⁇ St of the steel melt begins from the pan 2 via the riser pipe 5 into the vacuum chamber 3 and from there via the down pipe 6 back into the pan 2 to circulate.
  • a carbon monoxide flow V co arises in the riser pipe 5 depending on the respective carbon C and the oxygen content O of the melt S and on the negative pressure in the vacuum chamber 3.
  • This gas flow created by the chemical reaction in addition to the conveying gas flow causes an increase in the driving force responsible for the steel circulation.
  • the size of the conveying gas volume flow V FG is set by a control and monitoring device 9, which includes a keyboard 10 or other input devices that are suitable for entering data C 0 , C e , O 0 , V, R, a screen 11 or others devices suitable for outputting process variables C, O, t and a computing unit 12.
  • the control and monitoring unit 9 controls and monitors starting from the initial values of the carbon content C 0 of the melt before the decarburization treatment, the desired carbon content C e after the decarburization treatment, the initial oxygen content O 0 before the decarburization treatment, the volume V of the melt S and the geometry parameters R.
  • a pressure difference ⁇ P of the pressure forces P1, P2 exerted by the melt columns A1, A2 in relation to the respective cross section of the riser pipe 5 or the downpipe 6 is determined. It is taken into account that the cross sections of the riser pipe 5 and the down pipe 6 become larger due to increasing wear during the treatment.
  • the calculation model is adapted to the respective state of wear at regular intervals, the length of which corresponds to one or more treatment cycles.
  • a force balance is then drawn up to determine the mass flow M ⁇ St , in which the pressure difference ⁇ P is compared with the sum of the pressure losses during the course of the circulation of the mass flow M ⁇ St.
  • a conveying gas volume flow V ⁇ FGopt is then determined, for which a maximum of the mass flow M ⁇ Stmax of the steel melt S results.
  • step S0 the initial data C 0 , C e , O 0 , V, R are first entered into the control and monitoring device 9 by an operator and the process variables carbon content C and oxygen content O equal to the corresponding initial conditions C 0 and O 0 as well the start time t is set (step S1).
  • step S2 the current pressure P VK in the vacuum chamber 3 is queried.
  • the conveying gas flow V ⁇ FGopt is then determined in step S3, as explained above, in which there is a maximum mass flow M ⁇ Stmax .
  • the control and monitoring device 9 sets the delivery gas volume flow V ⁇ FG blown into the riser pipe 5 equal to the determined optimal delivery gas volume flow V ⁇ FGopt (step S4).
  • step S5 after the above Calculation model for the decarburization kinetics the current Process variable representing carbon content C. updated. According to the decrease in Carbon content C is also the Representing the oxygen content O of the melt S. Process variable adjusted.
  • step S6 is checked by the control and monitoring device 9 in step if the carbon content C determined is above the desired carbon content C e. If this is the case, the decarburization treatment is continued.
  • the control and monitoring device jumps back to step S2 in order to go through steps S2-S6 of the control and monitoring process again.
  • step S7 If, on the other hand, the carbon content C has reached the desired carbon content C e , the decarburization treatment is ended (step S7).

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Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Behandeln einer Stahlschmelze, bei dem die Schmelze mit einem Unterdruck beaufschlagt wird, der in einer Vakuumkammer erzeugt wird, an die ein Steig- und ein Fallrohr angeschlossen sind, welche in eine die Stahlschmelze aufnehmende Pfanne tauchen, wobei in die bei Unterdruckbeaufschlagung in dem Steigrohr anwesende Stahlschmelze ein Fördergas eingeblasen wird, um einen Umlauf der Stahlschmelze von der Pfanne über das Steigrohr in die Vakuumkammer und von dort über das Fallrohr zurück in die Pfanne zu erzwingen, und wobei während des Aufstiegs der Stahlschmelze im Steigrohr Reaktionsgas entsteht, welches in der Vakuumkammer ebenso wie das Fördergas im wesentlichen vollständig aus der Stahlschmelze ausgast. Ein derartiges zur Erzeugung von Stählen mit geringem Kohlenstoffgehalt eingesetztes Verfahren ist beispielsweise in "Einsatz des RH-Verfahrens für die Erzeugung von Ultra-Low-Carbon-Stählen bei der Thyssen Stahl AG", Thyssen Technische Berichte, Heft 1/90, beschrieben worden.
Zur Reduzierung des Kohlenstoffgehalts der Stahlschmelze wird nach dem bekannten Verfahren der Druck in der Vakuumkammer unterhalb des Kohlenmonoxid-Partialdruckes abgesenkt. Mit Beginn der Unterdruckbeaufschlagung beginnt die Stahlschmelze sowohl in das Steig- als auch in das Fallrohr zu steigen. Durch das in das Steigrohr eingeblasene Fördergas wird dann ein Umlauf der Stahlschmelze von der Pfanne zur Vakuumkammer und zurück erzwungen. Die Auftriebskraft des Fördergases dient dabei als Antrieb für die Stahlschmelze, welche aufgrund von Reibung mit den Gasblasen und der ihr eigenen Viskosität von dem Fördergas vorangetrieben wird. Gleichzeitig unterstützen die Gasblasen des Fördergases die Entstehung von Kohlenmonoxid im Steigrohr, indem sie als "Keime" für die Bildung von CO-Gas, dem Reaktionsgas, wirken. Das derart im Steigrohr entstehende Kohlenmonoxid trägt zusätzlich zum Antrieb der Schmelze bei. Dabei ist die Bildungsrate des entstehenden CO-Gases abhängig von dem jeweils aktuellen Kohlenstoff- bzw. Sauerstoffgehalt der Schmelze. Dies führt dazu, daß der Kohlenmonoxidstrom im Laufe der Behandlung der Stahlschmelze abnimmt, bis zuletzt kein derartiges Reaktionsgas mehr aus der Schmelze ausgast.
Das im Steigrohr entstehende Reaktionsgas tritt in der Vakuumkammer gemeinsam mit dem Fördergas im wesentlichen vollständig aus der Stahlschmelze aus. Durch das Fallrohr strömt daher eine von Gasanteilen im wesentlichen vollständig befreite Stahlschmelze zur Pfanne zurück.
Ein Problem bei der Durchführung des Verfahrens der voranstehend erläuterten Art besteht unter anderem darin, daß zu keinem Zeitpunkt der Behandlungsdauer verläßliche Daten über den jeweils aktuellen Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze vorliegen. Dies erschwert die Festlegung des Endes der Behandlung.
Um eine Aussage über den Verlauf der Entkohlung der Stahlschmelze machen zu können, wird in der Praxis der CO- und CO2-Gehalt des aus dem Vakuumbehälter während der Behandlung abgezogenen Gasstromes erfaßt. Sobald kein Kohlenmonoxid mehr in dem Gasstrom nachweisbar ist, wird davon ausgegangen, daß keine Entkohlung der Stahlschmelze mehr stattfindet, und die Behandlung beendet. Das Problem bei dieser Vorgehensweise besteht darin, daß die Erfassung des CO- und CO2-Gehaltes in dem abgezogenen Gasstrom mit erheblichen Fehlern belastet ist. Diese werden unter anderem durch Anteile des Gasstroms verursacht, welche beispielsweise durch ein unbeabsichtigtes, in der Praxis aber unvermeidbares Einschleppen von Gasen aus der äußeren Umgebung des Vakuumbehälters verursacht werden.
Zur Beseitigung der voranstehend erläuterten Probleme ist versucht worden, die Vorgänge während der Entkohlungsbehandlung einer Stahlschmelze anhand theoretischer Überlegungen nachzuvollziehen und, ausgehend von diesen Überlegungen, Steuerungen zur Verfügung zu stellen, welche eine exaktere Führung und Überwachung der Entkohlungsbehandlung ermöglichen sollen. Grundlage dieser Versuche waren jeweils empirisch ermittelte Rechenmodelle, anhand derer das Verhalten der Schmelze während ihres Umlaufs beschrieben wird. In der Fachliteratur sind formelmäßige Zusammenhänge dieser Art beispielsweise in "Dynamisches Modell für den Vakuum-Umlauf-Prozeß zur Entkohlung von Stahlschmelzen", Stahl und Eisen 115 (1995) Nr. 8, oder "Prozeßmodell zur Vakuumbehandlung von Stahl", Stahl und Eisen 115 (1995) Nr. 7 beschrieben worden.
Ein weiterer Versuch der mathematischen Beschreibung des Schmelzenumlaufs während einer Entkohlungsbehandlung ist in dem Aufsatz "Circulation rate of liquid steel in RH degassers" von F. Ahrenhold und W. Pluschkell, steel research 69 (1998) No.2, beschrieben worden. Das in dieser Veröffentlichung beschriebene Berechnungsmodell geht von der Annahme aus, daß durch das Einblasen des Fördergases ein zusätzlicher Druck erzeugt wird, welcher die Strömung der Schmelze bewirkt. Darüber hinaus wird erwähnt, daß die vorher stets vertretene Ansicht der Fachwelt vermutlich unzutreffend ist, nach der mit jeder Erhöhung des Fördergasstroms eine Verbesserung der Stahlumlaufrate einhergehe.
Der Vergleich der nach den bekannten Rechenmodellen ermittelten Steuergrößen für den Behandlungsprozeß mit den aus der Praxis gewonnen Erkenntnissen zeigt jedoch, daß sämtliche Rechenmodelle die tatsächlichen Vorgänge während der Behandlung der Stahlschmelze nur innerhalb bestimmter Grenzen richtig beschreiben. Insbesondere zeigt sich, daß es auch mit den bekannten Rechenmodellen nicht möglich ist, die tatsächliche Stahlumlaufrate und den Zeitpunkt des Endes der Entkohlungsbehandlung richtig zu ermitteln. Darüber hinaus ermöglicht beispielsweise auch die in steel research veröffentlichte mathematische Beschreibung der Umlaufrate keine optimale Steuerung des Fördergasstroms bei der Behandlung einer Stahlschmelze. Daher sind die bekannten Rechenmodelle nur eingeschränkt zur automatischen Steuerung und Überwachung der Entkohlungsbehandlung geeignet. Aus diesem Grund ist man in der Praxis nach wie vor auf die ungenaue, fehlerbehaftete Abgasmessung zur Bestimmung des Endes der Entkohlungsbehandlung angewiesen.
Die Aufgabe der Erfindung besteht darin, ein Verfahren der eingangs genannten Art zu schaffen, mit dem bei Kenntnis des jeweiligen Entkohlungszustandes der Stahlschmelze eine genauere Steuerung der Behandlung einer Stahlschmelze möglich ist.
Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß ausgehend von den zu Beginn der Behandlung vorhandenen Sauerstoff- und Kohlenstoffgehalten der Stahlschmelze die folgenden Schritte durchlaufen werden:
  • a) Ermittlung einer den Umlauf der Stahlschmelze bewirkenden Differenzkraft auf Grundlage der wegen des eingeblasenen Fördergasstroms und des sich bildenden Reaktionsgasstroms unterschiedlichen Drücke der im Steigrohr und der im Fallrohr anwesenden Stahlschmelze,
  • b) Ermittlung des umlaufenden Massenstroms der Stahlschmelze auf Grundlage der Differenzkraft,
  • c) Ermittlung der Abnahme des Sauerstoff- und Kohlenstoffgehalts der Stahlschmelze während der Behandlungsdauer unter Verwendung eines Rechenmodells für die Entkohlungskinetik,
  • d) Wiederholen der Schrittfolge a) - c) für den Fall, daß der ermittelte Kohlenstoffgehalt größer als ein Grenzwert ist,
  • e) Beenden der Behandlung für den Fall, daß der ermittelte Kohlenstoffgehalt nicht größer als der Grenzwert ist.
    • Der Erfindung liegt der Gedanke zugrunde, daß die Dichte der Schmelze im Steigrohr wegen des in sie eingeblasenen Fördergases und des in ihr entstehenden Reaktionsgases geringer ist als die Dichte der Schmelze, welche im Fallrohr von Gasanteilen befreit zurückströmt. Ausgehend von dieser Überlegung wird gemäß der Erfindung die Kraft-bzw. Druckdifferenz ermittelt, welche den Umlauf der Stahlschmelze bewirkt. Die Erfindung stellt somit ein auf eine Analyse der tatsächlichen Gegebenheiten gegründetes, vom jeweils eingeblasenen Fördergasstrom und vom jeweils entstehenden Reaktionsgasstrom abhängiges Rechenmodell zur Verfügung. Dieses Rechenmodell ermöglicht es, die "Antriebskraft", durch welche die Schmelze während ihres Umlaufs vorangetrieben wird, im hohen Maße wirklichkeitsgetreu zu ermitteln.
    Ausgehend von der Ermittlung der Differenzkraft wird eine ebenso exakte, wirklichkeitsgetreue Ermittlung des pro Zeiteinheit umlaufenden Massenstroms der Stahlschmelze durchgeführt. Anhand dieses Massenstroms wird dann die sich jeweils einstellende Verminderung des Kohlenstoffgehalts der Schmelze anhand eines an sich bekannten Rechenmodells für die Entkohlungskinetik bestimmt. Ein solches, mit den tatsächlichen Gegebenheiten gut übereinstimmendes Rechenmodell für die Entkohlungskinetik ist beispielsweise in dem eingangs schon erwähnten Aufsatz "Einsatz des RH-Verfahrens für die Erzeugung von Ultra-Low-Carbon-Stählen bei der Thyssen Stahl AG", Thyssen Technische Berichte, Heft 1/90, im einzelnen beschrieben worden, auf den insoweit ebenfalls bezug genommen wird.
    Erfindungsgemäß wird ausgehend von der exakten Kenntnis des Entkohlungsverlaufs der Zeitpunkt bestimmt, an dem die Behandlung der Stahlschmelze beendet wird. Zu diesem Zweck wird der mit jedem Durchlauf der Schrittfolge a) - c) neu ermittelte Kohlenstoffgehalt mit einem Grenzwert verglichen. Dessen Erreichen stellt ein eindeutiges Kriterium für die Entscheidung dar, die Behandlung zu beenden.
    Aufgrund der bei erfindungsgemäßer Vorgehensweise genauen Kenntnis über die Vorgänge während der Entkohlungsbehandlung und wegen der Eindeutigkeit des Entscheidungskriteriums für das Beenden des Behandlungsprozesses eignet sich das erfindungsgemäße Verfahren in besonderer Weise zur automatisierten Steuerung der Entkohlungsbehandlung einer Stahlschmelze.
    Gemäß einer besonders bevorzugten Ausgestaltung der Erfindung wird der Volumenstrom des in das Steigrohr eingeblasenen Fördergases gleich demjenigen Fördergasvolumenstrom eingestellt, bei dem der während des Durchlaufs der Schrittfolge a) - c) jeweils ermittelte Massenstrom der umlaufenden Stahlschmelze ein Maximum aufweist. Überraschenderweise hat die erfindungsgemäße analytische Ermittlung des Massenstroms der Stahlschmelze ausgehend von der Differenzkraft und in Abhängigkeit vom eingeblasenen Fördergasstrom und vom sich im Laufe der Behandlung verändernden Reaktionsgasstromes ergeben, daß ein bezogen auf den jeweiligen Bearbeitungsfortschritt optimaler Fördergasstrom existiert, bei dessen Überschreiten sich eine Verschlechterung des Behandlungsergebnisses einstellt. Indem der eingeblasene Fördergasstrom stets in Übereinstimmung mit dem ermittelten optimalen Gasvolumenstrom gebracht wird, wird ein ebenso optimaler Massenstrom der Stahlschmelze erreicht. Vergleiche mit praktischen Erfahrungen haben gezeigt, daß die gemäß der Erfindung vorgegebenen Fördergasvolumenströme genau mit den aus der praktischen Erfahrung bekannten Fördergasströmen übereinstimmen, bei welchen sich in der Praxis optimale Behandlungsergebnisse einstellen.
    Ein weiterer Vorzug der voranstehend erläuterten erfindungsgemäßen Einstellung des Fördergasstroms besteht darin, daß stets nur der für ein optimales Arbeitsergebnis benötigte Volumenstrom eingeblasen wird. Dies führt zum einen zu einer deutlichen Einsparung an Fördergas gegenüber der bekannten Vorgehensweise. Zum anderen kann dadurch, daß stets nur die tatsächlich benötigte Fördergasmenge in das Steigrohr eintritt, ein durch eine übermäßige Fördergasströmung verursachter vorzeitiger Verschleiß der Steigrohrauskleidung vermieden werden.
    Die Genauigkeit der Ermittlung der Differenzkraft und/oder der Ermittlung des Massenstroms der umlaufenden Stahlschmelze kann dadurch zusätzlich gesteigert werden, daß dabei Änderungen des Unterdrucks berücksichtigt werden, die sich während der Behandlungsdauer einstellen. Bei dieser Ausgestaltung des erfindungsgemäßen Verfahrens werden Schwankungen des Unterdrucks bei der Berechnung der Differenzkraft bzw. des Massenstroms berücksichtigt. Solche Abweichungen vom vorgegebenen Sollwert des Unterdrucks treten beispielsweise zu Beginn der Behandlung auf, wenn die Vakuumkammer im noch nicht ausreichenden Maße evakuiert ist.
    Bei einem in der Praxis zur Beschreibung des Entkohlungsvorgangs bewährten Rechenmodell für die Entkohlungskinetik, welches bevorzugt in Verbindung mit dem erfindungsgemäßen Verfahren eingesetzt wird, wird das Gewicht oder das Volumen der Schmelze, der im vorhergehenden Durchlauf der Schrittfolge a) - c) ermittelte Kohlenstoffgehalt, der Massenstrom der umlaufenden Schmelze und die Behandlungsdauer berücksichtigt.
    Eine weitere, die Wirklichkeitstreue des erfindungsgemäßen Verfahrens weiter verbessernde Ausgestaltung der Erfindung ist dadurch gekennzeichnet, daß bei der Ermittlung der Differenzkraft die durch den während der Behandlungsdauer eintretenden Verschleiß bedingten Änderungen der Geometrie der von dem Massenstrom der Stahlschmelze während eines Umlaufs durchströmten Bauteile, wie Steigrohr und Fallrohr, berücksichtigt werden. Durch diese Berücksichtigung des Verschleißes der Feuerfest-Auskleidung der von der Schmelze durchströmten Bauteile wird sichergestellt, daß die wesentlichen, sich durch Verschleiß verändernden Einflußgrößen bei der analytischen Ermittlung der Differenzkraft, wie beispielsweise der Durchmesser des Steig- und Fallrohrs, stets an den jeweiligen tatsächlichen Verschleißzustand angepaßt werden. In der Praxis hat es sich als sinnvoll erwiesen, die Anpassung an den jeweiligen Verschleißzustand zwischen einzelnen Behandlungszyklen vorzunehmen, innerhalb derer eine Schmelzencharge die Behandlung jeweils vollständig durchläuft.
    Die Differenzkraft kann dadurch ermittelt werden, daß in einer Horizontalebene die Druckkraft, welche von der im Steigrohr stehenden Gemischsäule aus Stahlschmelze und Fördergas bezogen auf die Querschnittsfläche des Steigrohrs ausgeübt wird, mit der Druckkraft verglichen wird, der von der im Fallrohr stehenden Stahlschmelzensäule bezogen auf die Querschnittsfläche des Fallrohres ausgeübt wird. Diese Betrachtung kann unter Berücksichtigung der jeweiligen hydrostatischen Drücke durchgeführt werden. Ein genaueres Ergebnis ergibt sich jedoch dann, wenn zusätzlich zu dem hydrostatischen Druckanteil auch der strömungsbedingte dynamische Druckanteil berücksichtigt wird.
    Vorzugsweise wird bei der Ermittlung der Drücke die erste Bilanzgrenze im Bereich des Übergangs von Fall- und Steigrohr in den Vakuumbehälter angesetzt, während die zweite Bilanzgrenze für Steig- und Fallrohr auf Höhe der Eintrittsdüsen des Steigrohres angeordnet wird.
    Ausgehend von der Vergleichsbetrachtung kann problemlos eine Kräfte- bzw. Druckbilanz zur Ermittlung des umlaufenden Massenstroms der Stahlschmelze durchgeführt werden. In dieser Bilanz werden, wie erwähnt, zweckmäßigerweise auch die strömungsmechanischen Verlustkräfte berücksichtigt, welche der ermittelten Differenzkraft bzw. dem ermittelten Differenzdruck entgegenstehen. Diese Verluste werden beispielsweise durch Reibungskräfte, Dissipation und Umlenkverluste der Schmelzenströmung verursacht.
    Nachfolgend wird die Erfindung anhand einer ein Ausführungsbeispiel darstellenden Zeichnung näher erläutert. Es zeigen schematisch:
    Fig. 1
    eine Vorrichtung zur Entkohlungsbehandlung einer Stahlschmelze im Schnitt;
    Fig. 2
    ein den Ablauf der Steuerung während der Entkohlungsbehandlung wiedergebendes Flußdiagramm;
    Fig. 3
    ein Diagramm, in welchem der Massenstrom der Stahlschmelze über dem Fördergasstrom für eine unverschlissene und eine verschlissene Vorrichtung gemäß Fig. 1 aufgetragen ist.
    Die Vorrichtung 1 zum Entkohlen einer Stahlschmelze S weist eine Pfanne 2 und eine Vakuumkammer 3 auf. Zum Evakuieren der Vakuumkammer 3 sind Pumpen 4 vorgesehen, die innerhalb der Vakuumkammer 3 einen Unterdruck PVK erzeugen. Der Unterdruck PVK ist während der Entkohlungsbehandlung nicht konstant, da zu Beginn der Behandlung in der Vakuumkammer 3 Umgebungsdruck herrscht und die Pumpen 4 ihn in Abhängigkeit von ihrer Leistung auf den Unterdruck PVK absenken. Hinzu kommen unvermeidbare Undichtigkeiten des Vakuumbehälters 3, die ebenfalls zu Schwankungen des Unterdrucks PVK beitragen.
    Im Boden der Vakuumkammer 3 münden ein Steigrohr 5 und ein Fallrohr 6, welche mit ihrem freien Ende in die Pfanne 2 tauchen. Bei Beaufschlagung der Schmelze S mit dem Unterdruck PVK steigt die Schmelze S zunächst gleichmäßig über das Steigrohr 5 und das Fallrohr 6 in die Vakuumkammer 3, wobei sich eine Höhe des Schmelzenspiegels in der Vakuumkammer 3 entsprechend dem vorhandenen Unterdruck PVK einstellt.
    Über eine im Bereich des freien Endes des Steigrohres 5 mündende Fördergasleitung 7 kann ein Fördergasvolumenstrom V ˙FG über Düsen 8 in das Steigrohr 5 eingeblasen werden. Als Fördergas wird beispielsweise Argon eingesetzt. Sobald der Fördergasstrom V ˙FG in die in dem Steigrohr 5 bis dahin stehende Schmelze eingeblasen wird, beginnt ein Massenstrom M ˙St der Stahlschmelze von der Pfanne 2 über das Steigrohr 5 in die Vakuumkammer 3 und von dort über das Fallrohr 6 zurück in die Pfanne 2 umzulaufen. Dabei entsteht im Steigrohr 5 in Abhängigkeit von dem jeweiligen Kohlenstoff- C und dem Sauerstoffgehalt O der Schmelze S und von dem Unterdruck in der Vakuumkammer 3 ein Kohlenmonoxidstrom Vco. Dieser durch chemische Reaktion zusätzlich zum Fördergasstrom entstehende Gasstrom bewirkt eine Erhöhung der für den Stahlumlauf verantwortlichen Triebkraft.
    Die Größe des Fördergasvolumenstroms VFG wird von einer Steuer- und Kontrolleinrichtung 9 eingestellt, welche u.a. eine Tastatur 10 oder andere Eingabegeräte, die zur Eingabe von Daten C0,Ce,O0,V,R geeignet sind, einen Bildschirm 11 oder andere zur Ausgabe von Prozeßvariablen C,O,t geeignete Geräte und eine Recheneinheit 12 umfaßt. Die Steuer- und Kontrolleinheit 9 steuert und kontrolliert ausgehend von den Anfangswerten des Kohlenstoffgehalts C0 der Schmelze vor der Entkohlungsbehandlung, dem gewünschten Kohlenstoffgehalt Ce nach der Entkohlungsbehandlung, dem Sauerstoffanfangsgehalt O0 vor der Entkohlungsbehandlung, dem Volumen V der Schmelze S und den Geometrieparametern R, welche die Reibungsverluste einer Umlaufströmung durch das Steigrohr 5, die Vakuumkammer 3, das Fallrohr 6 und die Pfanne 2 berücksichtigen, den Verlauf der Entkohlungsbehandlung der Schmelze S. Während der Entkohlungsbehandlung gibt sie den jeweils aktuellen Kohlenstoffgehalt C und den jeweils aktuellen Sauerstoffgehalt O der Schmelze S sowie die Behandlungsdauer t über den Bildschirm 11 aus.
    Das der von der Steuer- und Kontrolleinrichtung 9 durchgeführten Steuerung und Kontrolle zugrunde liegende Rechenmodell läßt sich wie folgt beschreiben:
    Gemäß der Annahme, daß die Dichte der oberhalb der Düsen 8 im Steigrohr 5 stehenden Gemischsäule A1 aus Schmelze und Fördergas in Abhängigkeit von der Größe des in sie eingedüsten Volumenstroms V ˙FG an Fördergas und von dem in ihr entstehenden Kohlenmonoxidstrom V ˙CO geringer ist als die Dichte der im Fallrohr 6 stehenden Schmelzensäule A2 gleicher Höhe, wird eine Druckdifferenz ▵P der von den Schmelzensäulen A1,A2 bezogen auf den jeweiligen Querschnitt des Steigrohrs 5 bzw. des Fallrohres 6 ausgeübten Druckkräfte P1,P2 ermittelt. Dabei wird berücksichtigt, daß die Querschnitte des Steigrohrs 5 und des Fallrohrs 6 aufgrund von zunehmendem Verschleiß während der Behandlung größer werden. Die Anpassung des Berechnungsmodels an den jeweiligen Verschleißzustand erfolgt in regelmäßigen zeitlichen Abständen, deren Länge einem oder mehreren Behandlungszyklen entspricht.
    Anschließend wird zur Ermittlung des Massenstroms M ˙St eine Kräftebilanz aufgestellt, bei welcher der Druckdifferenz ▵P die Summe der Druckverluste im Verlauf des Umlaufs des Massenstroms M ˙St gegenübergestellt werden. Ausgehend von dieser Kräftebilanz wird dann ein Fördergasvolumenstrom V ˙FGopt ermittelt, für den sich ein Maximum des Massenstroms M ˙Stmax der Stahlschmelze S ergibt.
    Wie aus Fig. 3 erkennbar, ergibt sich für eine unverschlissene Vorrichtung 1 ein anderer Verlauf L1 des auf den Fördergasstrom V ˙FG bezogenen Massenstroms M ˙St als für eine verschlissene Vorrichtung 1 (Verlauf L2). Dementsprechend unterscheidet sich der optimale Födergasvolumenstrom V ˙FGopt für die unverschlissene Vorrichtung 1 auch von dem optimalen Fördergasvolumenstrom V ˙FGopt für eine verschlissene Vorrichtung 1.
    Nach der Ermittlung des jeweils optimalen Massenstroms M ˙Stmax der Stahlschmelze S wird anhand eines bekannten Rechenmodells für die Entkohlungskinetik die seit Beginn der Behandlung eingetretene Abnahme des Kohlenstoff- C und Sauerstoffgehalts O der Schmelze S ermittelt: C(t) = C0 exp(-K*t) mit
    C0 =
    Kohlenstoffgehalt zu Beginn der Behandlung,
    t =
    Behandlungsdauer,
    K =
    Reaktionskonstante.
    Auf Grundlage des voranstehend erläuterten mathematischen Modells steuert die Steuer- und Kontrolleinrichtung 9 die Entkohlungsbehandlung, wie in Fig. 2 dargestellt. Dabei werden im Schritt S0 zunächst die Anfangsdaten C0,Ce,O0,V,R von einem Bediener in die Steuer- und Kontrolleinrichtung 9 eingegeben und die Prozeßvariablen Kohlenstoffgehalt C und Sauerstoffgehalt O gleich den entsprechenden Anfangsbedingungen C0 bzw. O0 sowie die Startzeit t gesetzt (Schritt S1). Im folgenden Schritt S2 wird der aktuelle Druck PVK in der Vakuumkammer 3 abgefragt.
    Unter Berücksichtigung des ermittelten bzw. gesetzten aktuellen Kohlenstoffgehalts C und des Sauerstoffgehalts O der Schmelze S, des aktuellen Drucks pVK in der Vakuumkammer 3 und der Geometrieparameter R wird im Schritt S3 anschließend, wie oben erläutert, der Fördergasstrom V ˙FGopt ermittelt, bei dem sich ein maximaler Massenstrom M ˙Stmax einstellt. Die Steuer- und Kontrolleinrichtung 9 stellt daraufhin den in das Steigrohr 5 eingeblasenen Fördergasvolumenstrom V ˙FG gleich dem ermittelten optimalen Fördergasvolumenstrom V ˙FGopt ein (Schritt S4).
    Danach wird im Schritt S5 nach dem oben erläuterten Rechenmodell für die Entkohlungskinetik die den aktuellen Kohlenstoffgehalt C darstellende Prozeßvariable aktualisiert. Entsprechend der Abnahme des Kohlenstoffgehalts C wird dabei auch die den Sauerstoffgehalt O der Schmelze S darstellende Prozeßvariable angepaßt.
    Schließlich wird im Schritt S6 durch die Steuer- und Kontrolleinrichtung 9 überprüft, ob der ermittelte Kohlenstoffgehalt C über dem gewünschten Kohlenstoffgehalt Ce liegt. Ist dies der Fall, so wird die Entkohlungsbehandlung fortgesetzt. Dabei springt die Steuer- und Kontrolleinrichtung zum Schritt S2 zurück, um erneut die Schritte S2-S6 des Steuer- und Kontrollvorgangs zu durchlaufen.
    Hat dagegen der Kohlenstoffgehalt C den gewünschten Kohlenstoffgehalt Ce erreicht, so wird die Entkohlungsbehandlung beendet (Schritt S7).

    Claims (7)

    1. Verfahren zum Behandeln einer Stahlschmelze (S), bei dem die Schmelze (S) mit einem Unterdruck (PVK) beaufschlagt wird, der in einer Vakuumkammer (3) erzeugt wird, an die ein Steig- (5) und ein Fallrohr (6) angeschlossen sind, welche in eine die Stahlschmelze (S) aufnehmende Pfanne (2) tauchen, wobei in die bei Unterdruckbeaufschlagung in dem Steigrohr (5) anwesende Stahlschmelze (S) ein Fördergas eingeblasen wird, um einen Umlauf (MSt) der Stahlschmelze (S) von der Pfanne (2) über das Steigrohr (5) in die Vakuumkammer (3) und von dort über das Fallrohr (6) zurück in die Pfanne (2) zu erzwingen, und wobei während des Aufstiegs der Stahlschmelze (S) im Steigrohr (5) Reaktionsgas entsteht, welches in der Vakuumkammer (3) ebenso wie das Fördergas im wesentlichen vollständig aus der Stahlschmelze (2) ausgast, dadurch gekennzeichnet, daß ausgehend von den zu Beginn der Behandlung vorhandenen Sauerstoff- (O) und Kohlenstoffgehalten (C) der Stahlschmelze (S) die folgenden Schritte durchlaufen werden:
      a) Ermittlung einer den Umlauf (M ˙St) der Stahlschmelze bewirkenden Differenzkraft auf Grundlage der wegen des eingeblasenen Fördergasstroms (V ˙FG) und des sich bildenden Reaktionsgasstroms (V ˙CO) unterschiedlichen Drücke der im Steigrohr (5) und der im Fallrohr (6) anwesenden Stahlschmelze (S),
      b) Ermittlung des umlaufenden Massenstroms (M ˙St) der Stahlschmelze (S) auf Grundlage der Differenzkraft;
      c) Ermittlung der Abnahme des Sauerstoff- (O) und Kohlenstoffgehalts (C) der Stahlschmelze (S) während der Behandlungsdauer (t) unter Verwendung eines Rechenmodells für die Entkohlungskinetik,
      d) Wiederholen der Schrittfolge a) - c) für den Fall, daß der ermittelte Kohlenstoffgehalt (C) größer als ein Grenzwert (Ce) ist,
      e) Beenden der Behandlung für den Fall, daß der ermittelte Kohlenstoffgehalt (C) nicht größer als der Grenzwert (Ce) ist.
    2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß der Volumenstrom (V ˙FG) des in das Steigrohr (5) eingeblasenen Fördergases gleich demjenigen Fördergasvolumenstrom (V ˙FGopt) eingestellt wird, bei dem der während des Durchlaufs der Schrittfolge a) - c) jeweils ermittelte Massenstrom (M ˙St) der umlaufenden Stahlschmelze (S) ein Maximum (M ˙Stmax) aufweist.
    3. Verfahren nach einem der voranstehenden Ansprüche,
      dadurch gekennzeichnet, daß bei der Ermittlung der Differenzkraft und/oder bei der Ermittlung des Massenstroms der umlaufenden Stahlschmelze (S) Änderungen des Unterdrucks (PVK) berücksichtigt werden, die sich während der Behandlungsdauer (t) einstellen.
    4. Verfahren nach einem der voranstehenden Ansprüche,
      dadurch gekennzeichnet, daß innerhalb des Rechenmodels für die Entkohlungskinetik das Gewicht oder Volumen (V) der Schmelze (S), der im vorhergehenden Durchlauf der Schrittfolge a) - c) ermittelte Kohlenstoffgehalt (C), der Massenstrom (M ˙St) der umlaufenden Schmelze (S) und die Behandlungsdauer (t) berücksichtigt werden.
    5. Verfahren nach einem der voranstehenden Ansprüche,
      dadurch gekennzeichnet, daß bei der Ermittlung der Differenzkraft die durch den während der Behandlungsdauer (t) eintretenden Verschleiß bedingten Änderungen der Geometrie der von dem Massenstrom (MSt) der Stahlschmelze (S) während eines Umlaufs durchströmten Bauteile, wie Steigrohr und Fallrohr, berücksichtigt werden.
    6. Verfahren nach einem der voranstehenden Ansprüche,
      dadurch gekennzeichnet, daß bei der Ermittlung der Differenzkraft die Druckkraft (P1), welche von der im Steigrohr (5) stehenden Gemischsäule (A1) aus Stahlschmelze und Fördergas bezogen auf die Querschnittsfläche des Steigrohrs (5) ausgeübt wird, mit der Druckkraft (P2) verglichen wird, die von der im Fallrohr (6) stehenden Stahlschmelzensäule (A2) in der gleichen Horizontalebene bezogen auf die Querschnittsfläche des Fallrohres (6) ausgeübt wird.
    7. Verfahren nach einem der voranstehenden Ansprüche,
      dadurch gekennzeichnet, daß
      bei der Ermittlung des umlaufenden Massenstroms (M ˙St) der Stahlschmelze (S) die strömungsmechanisch und strömungstechnisch bedingten Verluste berücksichtigt werden.
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