SE413780B

SE413780B - SET FOR REGULATION OF STAFF RESEARCH

Info

Publication number: SE413780B
Application number: SE7214068A
Authority: SE
Inventors: E F Bauer; R N Dokken; R A Hard; U K Malhotra
Original assignee: Union Carbide Corp
Priority date: 1971-11-01
Filing date: 1972-10-31
Publication date: 1980-06-23
Also published as: AT339938B; ES408142A1; JPS4852603A; US3816720A; AU4833272A; FR2161942B1; ATA927772A; BR7207623D0; DE2253480B2; IT966875B; DE2253480C3; DE2253480A1; JPS5226212B2; CA975565A; FR2161942A1

Description

7214063-4 2 av inertgas som införes, för att inte nämna kostnaden för själva inertgasen, som kan vara avsevärd. 7214063-4 2 of inert gas introduced, not to mention the cost of the inert gas itself, which can be considerable.

Hittills har det huvudsakliga intresset varit att reducera kolhalten hos det smälta badet till en specificerad nivå under en minimal oxidationsförlust av andra element. Annat än önskan att förhindra en snabb förstöring av det eldfasta materialet, genom omsorgsfull temperaturövervakning, så genomfördes proces- sen till bekostnad av en relativt låg stålproduktion och utan hän- syn till den använda kvantiteten av inertgas. Det skenbara bris- \ tande intresset i avseende på ekonomin rättfärdigades på basis av att det var omöjligt att provtaga badet periodiskt under ett produktionsförlopp för att bestämma omfattningen av metalloxida- tion och verklig badtemperatur. Det betraktades vara mycket klo- kare att tillförsäkra en acceptabel komposition hos färdigsmältan än att riskera att göra en kasserad smälta genom ökning av produk- tionshastigheten och tillvaratagande av inertgas. I allra bästa fall upprättades vissa generella riktlinjer, erhållna genom er- farenhet, för att ändra utspädningsförhållandet vid fixerade tids- intervall och vid ett antaget temperaturtillstànd för en specifik smälta under användning av en given komposition för den eldfasta infodringen. _ ' W Ett syfte med föreliggande uppfinning är att åstadkomma ett program för att optimera avkolningen hos en massa av smält metall i termer av uppnående, från kännedom av endast den inledande mas- sans komposition, vikt och temperatur, en förutbestämd slutgiltig komposition och de mest fördelaktiga ekonomiska betingelserna.Heretofore, the main interest has been to reduce the carbon content of the molten bath to a specified level under a minimal oxidation loss of other elements. Other than the desire to prevent a rapid destruction of the refractory material, through careful temperature monitoring, the process was carried out at the expense of a relatively low steel production and without regard to the quantity of inert gas used. The apparent lack of interest in the economy was justified on the grounds that it was impossible to sample the bath periodically during a production process to determine the extent of metal oxidation and actual bath temperature. It was considered much wiser to ensure an acceptable composition of the finished melt than to risk making a discarded melt by increasing the production rate and utilizing inert gas. In the very best case, certain general guidelines, obtained by experience, were drawn up to change the dilution ratio at fixed time intervals and at an assumed temperature condition for a specific melt using a given composition for the refractory lining. An object of the present invention is to provide a program for optimizing the decarburization of a mass of molten metal in terms of attainment, from knowledge only of the composition, weight and temperature of the initial mass, a predetermined final composition and the most favorable economic conditions.

Ett annat syfte enligt uppfinningen är att åstadkomma ett sätt att optimera, i termer av kombinerat beteende och ekonomi, avkolningen hos en massa av smält metall till att ge en färdig- komposition hos smältan och en temperatur, som sammanfaller med en önskad specifikation för en sådan smälta och detta vid relativt hög produktionshastighet.Another object of the invention is to provide a method of optimizing, in terms of combined behavior and economy, the decarburization of a mass of molten metal to give a finished composition of the melt and a temperature which coincides with a desired specification for such melt and this at a relatively high production rate.

Programmet enligt föreliggande uppfinning baseras på det teoretiska antagandet, att för varje litet tidsintervall syret binder mer kol till dess tillräckligt kolmonoxidtryck alstras, som utesluter ytterligare bindning av syre med kol genom.preferen- sen hos syre för det metalliska element, vars oxidreduktion alst- rar det lägsta jämviktspartialtrycket hos kolmonoxid. Från sådant antagande har en teoretisk matematisk modell utvecklats för beräk- ningar, vid givna valda tidsintervall, det lägsta jämviktspartial- 721140684; 5 trycket hos kolmonoxid från vilken en ny masskomposition, vikt och temperatur hos smältan kan bestämmas och från vilken, antingen automatiskt eller genom en operatör, àterjusteringar kan göras i utspädningsförhållandet för att optimera processen. Den mafema_ tiska modellen simulerar de komplicerade naturliga processer, som uppträder i det med eldfast material fodrade kärlet i termer av reaktionstermodynamik, värme- och massbalanser och föreskriver sålunda fortskridandet av en smälta. Även om de matematiska be- räkningarna kan göras av en person, kan de i praktiken ej genom- föras tillräckligt snabbt för att vara användbara, och därför er- fordrar föreliggande process en dator för dess praktiska genom- förande.The program of the present invention is based on the theoretical assumption that for each small time interval the oxygen binds more carbon until sufficient carbon monoxide pressure is generated, which precludes further bonding of oxygen with carbon by the preference of oxygen for the metallic element whose oxide reduction produces the lowest equilibrium partial pressure of carbon monoxide. From such an assumption, a theoretical mathematical model has been developed for calculations, at given selected time intervals, the lowest equilibrium partial 721140684; The pressure of carbon monoxide from which a new mass composition, weight and temperature of the melt can be determined and from which, either automatically or by an operator, readjustments can be made in the dilution ratio to optimize the process. The mafematic model simulates the complicated natural processes which occur in the refractory-lined vessel in terms of reaction thermodynamics, heat and mass balances and thus prescribes the progress of a melt. Although the mathematical calculations can be done by one person, in practice they cannot be performed fast enough to be useful, and therefore the present process requires a computer for its practical implementation.

I dess bredaste aspekter avser föreliggande uppfinning ett sätt, som reglerar avkolningen hos en förutbestämd massa av smält metall bestående av kol och järn innesluten i ett med eldfast ma- terial fodrat kärl, som har organ för insprutning av syre och en utspädningsgas i massan och organ för injustering av gasström- ningen för att variera strömningshastigheten hos gaserna, vilket sätt innefattar: i (a) inställning av det justerbara reglerorganet för att upprätta en första strömningshastighet större än noll för Syre och en första strömningshastighet för utspädningsgasen; (b) utnyttjande av en dator för att genomföra följande sekvens av steg: (1) beräkning av ett flertal aktivitetskoefficienter, från den inledande kompositionen, vikten och temperaturen hos massan av metall, som definierar de termodynamiska aktiviteterna hos varje element i massan som en funktion av kompositionen hos mas- san, varje koefficient àterspeglande aktiviteten hos varje ele- ment i termer av procenthalten för elementet och beroendet hos elementet av procenthalten hos de andra elementen i massan, med aktiviteten hos järn varande lika med dess molfraktion och där aktiviteterna hos oxiderna av varje element har förutbestämda vär- den; (2) beräkning av ett teoretiskt jämviktspartialtryck hos kolmonoxid för oxidationsreaktionen hos varje element medelst koefficienterna vid den givna temperaturen; (5) beräkning av det absoluta maximala partialtrycket hos kolmonoxid under antagande av att allt syret insprutat reagerat uteslutande med kolet; 72149684» 4 (4) utväljande av det lägsta teoretiska jämviktspartial- trycket hos kolmonoxid från (2) och jämförande sådant med det absoluta maximala partialtrycket hos kolmonoxid från (5); (5) skulle det lägsta teoretiska jämviktspartialtrycket vara åtminstone lika i storlek med sådant absolut maximalt par- tialtryck, så beräknas vidare från nämnda första gasströmnings- hastigheter, mängden av kol, som oxideras och en ny metallanalys och temperatur för kompositionen; (6) skulle det lägsta teoretiska jämviktspartialtrycket vara mindre i storlek än sådant absolut maximalt partialtryck, så beräknas vidare från det teoretiska jämviktspartialtrycket hos kolmonoxid och från nämnda första gasströmningshastigheter mängder- na av kol och metall som oxiderats, en ny metallanalys och tempe- ratur för kompositionen; (7) àstadkommande av en indikation av nämnda nya kolhalt i nämnda massa; (8) jämföring av mängden av oxidation av ett specifikt enda element i massan med en i förväg upprättad oxidationsgräns för det specifika elementet; (9) åstadkommande av en indikation för àterinställning av det justerbara gasströmningsreglerorganet för att öka proportionen av utspädningsgas, om mängden av oxidation av det specifika ele- mentet skulle vara åtminstone lika med den i förväg upprättade oxidationsgränsen; g (c) àterinställning av det justerbara gasströmningsregler- organet i enlighet med indikationen åstadkommen i steg (9), och (d) återupprepning av sekvensen från steg (1) vid förutbe- stämda tidsintervall av mindre än 2 minuter till dess att kolhal- ten indikerad i steg (7) har åtminstone minskat till en förutbe- stämd nivå. , Fördelar med uppfinningen kommer att framgå av efterföljan- de detaljerade beskrivning av uppfinningen i samband med bifoga- de ritningar.In its broadest aspects, the present invention relates to a method which controls the decarburization of a predetermined mass of molten metal consisting of carbon and iron enclosed in a refractory lined vessel having means for injecting oxygen and a diluent gas into the mass and means for adjusting the gas flow to vary the flow rate of the gases, the method comprising: i (a) adjusting the adjustable control means to establish a first flow rate greater than zero for Oxygen and a first flow rate for the dilution gas; (b) using a computer to perform the following sequence of steps: (1) calculating a plurality of activity coefficients, from the initial composition, weight and temperature of the mass of metal, which defines the thermodynamic activities of each element of the mass as a function of the composition of the mass, each coefficient reflecting the activity of each element in terms of the percentage of the element and the dependence of the element of the percentage of the other elements in the mass, with the activity of iron being equal to its mole fraction and where the activities of the oxides of each element has predetermined values; (2) calculating a theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide for the oxidation reaction of each element by the coefficients at the given temperature; (5) calculating the absolute maximum partial pressure of carbon monoxide, assuming that all the oxygen injected reacted exclusively with the carbon; 72149684 »4 (4) selecting the lowest theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide from (2) and comparing it with the absolute maximum partial pressure of carbon monoxide from (5); (5) should the minimum theoretical equilibrium partial pressure be at least equal in magnitude to such absolute maximum partial pressure, then further calculated from said first gas flow rates, the amount of carbon oxidized and a new metal analysis and temperature of the composition; (6) if the lowest theoretical equilibrium partial pressure were smaller in magnitude than such absolute maximum partial pressure, then the theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide and from said first gas flow rates the amounts of carbon and metal oxidized, a new metal analysis and temperature for the composition; (7) providing an indication of said new carbon content in said pulp; (8) comparing the amount of oxidation of a specific single element in the pulp with a pre-established oxidation limit for the specific element; (9) providing an indication for resetting the adjustable gas flow control means to increase the proportion of diluent gas, if the amount of oxidation of the specific element would be at least equal to the pre-established oxidation limit; g (c) resetting the adjustable gas flow control means according to the indication provided in step (9), and (d) repeating the sequence from step (1) at predetermined time intervals of less than 2 minutes until the carbon content indicated in step (7) has at least decreased to a predetermined level. Advantages of the invention will become apparent from the following detailed description of the invention taken in conjunction with the accompanying drawings.

Fig. 1 är ett schematiskt diagram av ett avkolningssystem, som tillämpar föreliggande uppfinning; I fig. 2 och 2a sammantagna representerar det logiska diagram- met för det föredragna programmet för genomförande av föreliggande uppfinning; fig. 5 är ett diagram, som empiriskt upprättats och som de- finierar faktorn F för den del av det med eldfast material infod-' 7214068-4 5 rade kärlet, som deltager i värmekapaciteten hos systemet; fig. 4 är ett diagram, som visar det skadliga tillståndet temperaturförlust i badet som en funktion av badets storlek; fig. 5 är ett diagram, upprättat empiriskt, som definierar ett acceptabelt område av badtemperaturvärden för motsvarande kolhalter; fig. 6 är ett diagram, empiriskt upprättat, visande ett alternativt acceptabelt temperaturområde för motsvarande kolnivàer i badet; fig. 7 är ett förenklat logiskt diagram över det föredragna programmet visat i fig. 2 och 2a och visande en alternativ ut- föringsform för att förändra utspädningsförhállandet av syre i gensvar på uppfyllande av ett givet av ett antal av olika krite- rier.Fig. 1 is a schematic diagram of a decarburization system applying the present invention; Taken together in Figs. 2 and 2a, the logic diagram represents the preferred program for carrying out the present invention; Fig. 5 is a diagram empirically drawn up defining the factor F of the part of the refractory vessel infused which participates in the heat capacity of the system; Fig. 4 is a diagram showing the harmful state of temperature loss in the bath as a function of the size of the bath; Fig. 5 is a diagram, established empirically, defining an acceptable range of bath temperature values for corresponding carbon contents; Fig. 6 is a diagram, empirically drawn up, showing an alternatively acceptable temperature range for corresponding carbon levels in the bath; Fig. 7 is a simplified logic diagram of the preferred program shown in Figs. 2 and 2a and showing an alternative embodiment for changing the dilution ratio of oxygen in response to meeting a given of a number of different criteria.

I fig. 1 visas ett förenklat färskningssystem för stàlav- kolning bestående av ett med eldfast material infodrat färsknings- kärl 10 chargerat med en förutbestämd massa av smält metall 12.Fig. 1 shows a simplified freshening system for steel decarburization consisting of a freshening vessel lined with refractory material 10 charged with a predetermined mass of molten metal 12.

Startkompositionen hos massan kan representera i huvudsak järn och kol, där den färskade slutprodukten skall vara ett järn inne- hållande làg kolhalt. Alternativt kan start- eller utgángskompo- sitionen för ett rostfritt stål vara sammansatt av i huvudsak järn, kol och krom med nickel i vissa fall och med ytterligare mindre legeringskomponenter såsom exempelvis kisel och mangan. Vidare kan för en nickellegering startkompositionen vara sammansatt av i huvudsak kol, järn, nickel, krom, molybden och niob. Föreliggan- de uppfinning skall ej betraktas vara begränsad till någon speci- fik startkomposition för stàl eller i avseende på ursprungliga procenthalten av någon kritisk ingrediens.The starting composition of the pulp can represent mainly iron and carbon, where the fresh end product should be an iron containing low carbon content. Alternatively, the starting or starting composition for a stainless steel may be composed of mainly iron, carbon and chromium with nickel in some cases and with further smaller alloying components such as silicon and manganese. Furthermore, for a nickel alloy, the starting composition may be composed mainly of carbon, iron, nickel, chromium, molybdenum and niobium. The present invention should not be construed as being limited to any specific starting composition for steel or with respect to the initial percentage of any critical ingredient.

Syre bringas från en icke visad källa genom en syreström- ningsregulator 18, som reglerar strömningshastigheten hos syre före insprutning i kärlet 10. Likaså bringas en utspädande inert- gas från en icke visad separat källa genom en strömningsregulator 20, som reglerar strömningen av inertgas. Gasregulatorerna 18 resp. 20 är vanliga regulatorer, som kan antingen manövreras automatiskt eller manuellt, vilket förklaras närmare i det efter- följande. Gaserna förenas i blandningsventil 16 och insprutas direkt i smältan 42 företrädesvis genom en munstycksenhet 14.Oxygen is brought from a source (not shown) through an oxygen flow regulator 18, which regulates the flow rate of oxygen before injection into the vessel 10. Likewise, a diluting inert gas from a separate source (not shown) is passed through a flow regulator 20, which regulates the flow of inert gas. The gas regulators 18 resp. 20 are standard controllers, which can be operated either automatically or manually, which is explained in more detail below. The gases are combined in mixing valve 16 and injected directly into the melt 42, preferably through a nozzle unit 14.

Andra lämpliga gasinsprutare kan användas såsom keramiska rör, ledningar, munstycken och liknande, så länge som dessa kan motstå de badtemperaturer, som inbegripes utan att icke-önskvärda förore- 6 'Yﬂlæßéd-iæ ningar införas. Separata, icke visade organ kan användas för att reglera trycket i respektive strömningsledningar.Other suitable gas injectors may be used such as ceramic tubes, pipes, nozzles and the like, as long as they can withstand the bathing temperatures involved without the introduction of undesirable contaminants. Separate, not shown means can be used to regulate the pressure in the respective flow lines.

Den utspädande gasen kan vara varje gas, som är inert i avseende på avkolning och företrädesvis en vald från en grupp be- stående av helium, neon, argon, krypton och xenon, eller bland- ningar därav. Kväve kan även användas men med viss försiktighet på grund av möjliga sidoeffekter. Argon är den mest föredragna gasen.The diluent gas may be any gas which is inert with respect to decarburization and preferably one selected from a group consisting of helium, neon, argon, krypton and xenon, or mixtures thereof. Nitrogen can also be used but with some caution due to possible side effects. Argon is the most preferred gas.

Produktionshastigheten, som den mätas medelst den tid, som erfordras för avkolning, påverkas i första hand av temperaturen och gasströmningshastigheterna och kan maximeras genom blåsning av smältan vid den maximala totala gasströmningshastighet, som är erhållbar för 'färskningskärlet och värmestorlek, som i grova drag är 28,§-56,6 m5 per timme av total gasströmning per ton av metallfärskningskapacitet för kärlet, och genom att hälla ström- ningshastigheten för syre hög i förhållande till strömningshas- tigheten för inertgas till dess det eldfasta materialet hotas av hög temperatur eller till dess oxidation av komponenterna i smäl- tan andra än kol överstiger förutbestämda nivåer. Temperaturen måste även hållas över en minsta tillåtna temperatur, så att smäl- tan kan färdigställas, tappas i kokill och sedan tappas i göt- kokiller utan risk för att alltför tidigt stelna. Föreliggande uppfinning avser ej användandet av temperaturregleringselement eller -anordningar. ~Ökningar i temperaturer är beroende på oxi- dationsreaktionerna som uppträder i badet, medan minskningar i temperatur är beroende på absorption av värme genom den tillförda inerta gasen, badtillsatser, och från det konstanta tillståndet a av värmeförlust uppträdande som en funktion av badstorlek, värme- kapacitet hos det eldfasta materialet och kärlets omgivningar.The production rate, as measured by the time required for decarburization, is primarily affected by the temperature and gas flow rates and can be maximized by blowing the melt at the maximum total gas flow rate obtainable for the freshening vessel and heat size, which is roughly 28 , §-56.6 m5 per hour of total gas flow per tonne of metal freshening capacity for the vessel, and by pouring the flow rate of oxygen high in relation to the flow rate of inert gas until the refractory material is threatened by high temperature or until its oxidation of the components in the melt other than carbon exceed predetermined levels. The temperature must also be maintained above a minimum permissible temperature, so that the melt can be completed, poured into a mold and then poured into ingot molds without the risk of solidifying too soon. The present invention does not relate to the use of temperature control elements or devices. Increases in temperatures are due to the oxidation reactions that occur in the bath, while decreases in temperature are due to absorption of heat by the supplied inert gas, bath additives, and from the constant state a of heat loss appear as a function of bath size, heat. capacity of the refractory material and the surroundings of the vessel.

Sättet enligt föreliggande uppfinning varigenom gasström- ningens regulatorer 18 och 20 drives, antingen manuellt eller automatiskt, genom användningen av datorn för att uppnå optimalt uppträdande vid maximal effektivitet, kommer nu att beskrivas.The method of the present invention by which the gas flow regulators 18 and 20 are operated, either manually or automatically, through the use of the computer to achieve optimal performance at maximum efficiency will now be described.

Datorn 22 är en för allmänna syften avsedd dator, som programme- ras för att arbeta i enlighet med logikschemat hos fig. 2 och 2a, som representerar den föredragna utföringsformen enligt förelig- gande uppfinning. Varje programmerare utbildad på detta område kan med lätthet iordningställa ett datorprogram i det språk, som är receptivt för datorn använd för att arbeta i enlighet med så- dant logikdiagram. I syfte att genomföra programmet måste datorn 7214068-4 7 ha lagrat in minnesdata, som är representativa för de här utlär- da matematiska ekvationerna såväl som representativa tilläggen A, B och C och fig. 5, 4 resp. 5 eller 6. De enda nödvändiga in-data för varje given smälta är utgàngsmetallens komposition, temperatur, metallvikt, de valda inledande syre- och inertgas- strömningshastigheterna och den slutgiltigt önskade kolhalten.The computer 22 is a general purpose computer programmed to operate in accordance with the logic diagram of Figures 2 and 2a, which represents the preferred embodiment of the present invention. Any programmer trained in this field can easily prepare a computer program in the language that is receptive to the computer used to operate in accordance with such a logic diagram. In order to carry out the program, the computer 7214068-4 7 must have stored memory data, which are representative of the mathematical equations learned here as well as representative additions A, B and C and Figs. 5, 4 and 4, respectively. 5 or 6. The only necessary inputs for each given melt are the composition, temperature, metal weight of the starting metal, the selected initial oxygen and inert gas flow rates and the final desired carbon content.

Från stàlframställningserfarenhet är det känt, att en ayreström- ningshastighet mer än 10 gånger större än inertgasströmningshas- tigheten kommer att verka skadligt på kärlets munstycksenhet 14.It is known from steelmaking experience that an aire flow rate greater than 10 times the inert gas flow rate will adversely affect the vessel nozzle assembly 14.

Följaktligen bör av praktiska skäl den inledande syreströmningen till inertgasströmningen vara mindre än 10:1_ Under utnyttjande av den inledande informationen beräknar datorn 22 ett flertal koefficienter, som definierar de termodyna- miska aktiviteterna hos varje komponentelement i badet som en funktion av kompositionen hos badet. Under användning av sådana koefficienter beräknar datorn 22 kolmonoxidpartialtrycket i jäm- vikt med kol och de olika metallelementen och deras oxider. Reak- tionen tom alstrar det lägsta jämviktspartialtrycket hos kolmon- oxid förutsättes att favoriseras och att fortlöpa under en del små tidökningar. Denna tidökning approximeras för syftena enligt föreliggande uppfinning till att vara en period nödvändigtvis större än noll men mindre än 2 minuter med ett föredraget omrâde av mellan 5 till 50 sekunder. Följaktligen kan datorn 22 utan återkoppling åstadkomma aktuell eller uppdaterad simulerad prov- tagning av fortskridandet hos en smälta för att bestämma om och i vilken omfattning àterjustering skall göras i utspädningsförhàl- landet syre och inertgas. De nya tillstånden bestämda av datorn matas automatiskt in i minnet och användes i stället för de tidi- gare villkoren för nästa utfrågning.Accordingly, for practical reasons, the initial oxygen flow to the inert gas flow should be less than 10: 1. Using the initial information, the computer 22 calculates a plurality of coefficients, which define the thermodynamic activities of each component element in the bath as a function of the composition of the bath. Using such coefficients, the computer 22 calculates the carbon monoxide partial pressure in equilibrium with carbon and the various metal elements and their oxides. The reaction even produces the lowest equilibrium partial pressure of carbon monoxide is assumed to be favored and to continue during some small time increases. This time increase is approximated for the purposes of the present invention to be a period necessarily greater than zero but less than 2 minutes with a preferred range of between 5 to 50 seconds. Consequently, without feedback, the computer 22 can provide current or updated simulated sampling of the progress of a melt to determine if and to what extent readjustment should be made in the oxygen and inert gas dilution ratio. The new states determined by the computer are automatically entered into the memory and used instead of the previous conditions for the next hearing.

Vid insprutning reagerar syret omedelbart med en del metall- specier, vilka i sin tur kommer att reagera med upplöst kol för att bilda kolmonoxid enligt följande allmänna reaktion: 1 x - C = -M C yNXOy+_ y + O där: M är varje metallískt element i badet 12 såsom Fe, Cr, Mn, Si, etc.; C är kol; 0 är syre och x och y är hela tal, som repre- senterar den kemiska formeln hos metalloxiden ifråga.Upon injection, the oxygen immediately reacts with some metal species, which in turn will react with dissolved carbon to form carbon monoxide according to the following general reaction: 1 x - C = -MC yNXOy + _ y + 0 where: M is each metallic element in the bath 12 such as Fe, Cr, Mn, Si, etc .; C is carbon; 0 is oxygen and x and y are integers representing the chemical formula of the metal oxide in question.

Jämviktskonstanten för denna generella reaktion kan beräk- nas fràn följande ekvation: 'Miiæüóå-læ VAF° K = Exponential (-RT) där: K = jämviktskonstant;¿ÄB° = standard fri energi hos reak- tionen; eR är gaskonstanten och T = temperatur (°K). Den gene- rella kemiska reaktionen representerar reaktioner inbegripande, t.ex. kisel, mangan, krom, järn, nickel och/eller andra metallis- ka, som kan närvara i massan. De lämpliga jämviktskonstanterna beräknas för varje reaktion i enlighet med ovannämnda ekvation med användning av data_fràn appendix A, som visas nedan.The equilibrium constant for this general reaction can be calculated from the following equation: 'Miiæüóå-læ VAF ° K = Exponential (-RT) where: K = equilibrium constant; ¿ÄB ° = standard free energy of the reaction; eR is the gas constant and T = temperature (° K). The general chemical reaction represents reactions including, e.g. silicon, manganese, chromium, iron, nickel and / or other metallics, which may be present in the pulp. The appropriate equilibrium constants are calculated for each reaction according to the above equation using data from Appendix A, shown below.

Aggendix A Standard fria energier hos olika reaktioner av intresse F° = Q + Q,= C0(g) -4 275 - 9,84T ﬁ/ucršoh = 5/4 _c_r_ + 9_ 61- 2oo _ 274m 1/4Cr5O4 + Q = 5/4 Q; + CO(g) 56 925 _ 57,24T 1/2Si02 = 4/2§i + Q_ 69 675 _ 27,5T 1/2SiO2 + C = 1/2Si + CO(g) 65 400 - 57,54T MnO = gg + Q 58 400 - 25,98T mno + g = _m¿1_ + co(g) 51+ 125 _ 55,a2a2 FeO = Eg + Q 28 900 - 12,15T FeO + Q,= Fe + C0(g) 24 175 _ 21,99T Det teoretiska partialtrycket för kolmonoxid i jämvikt med kol och de andra beståndsdelarna i badet kan nu beräknas från följande ekvation med användning av reaktionerna givna i appen- dix B, som angives här nedan: e Pco Där: an = aktivitet hos det specifika elementet; ac = aktivitet hos upplöst kol; och P80 = teoretiskt jämvíktspartialtryck hos kolmonoxid. 9 7214Û68~# Aggendix B Aktiviteter hos olika komponenter av intresse ac (aktivitet nos upplagt kol) 2 %c X fc _ C Cr i Si n fc = fc X fc X få X fc X få log få = 0,22 X %c log f§r=_o,o24 X % cr log f§i= o,o12 X %Ni Si log fän= -o,o12 X %mn aga (aktivitet hos upplöst krom) a %§g X fcr fCr 5 fâr X fâ: log får = -0,12 X %o log fâ: = o aâå (aktivitet nos upplagt klsol) g %§¿ X fsi %¿¿ E :gi X :gå log fgi = 0,166 X %o log fšâ o,112 X %sl amg (aktivitet hos upplöst mangan) 5 %Mn X fmn _ n fﬂn = fån log fnn = -o,oo27 X %Mn (aktivitet hos järn) 5 molfraktion 1,10 íš ocršoq S; 0,25 o,o25 X %Mn få anno S; o,o5 X %Mn 7214068~Ä 10 0,05 S. asioz S. 0,08 aF = (0 125 É 0 025) exponential ïzëieï-ÉQE ~ eo 9 1 7 9 i 50% S_ re S 100% där: fc, for, fsi, fmn representerar aktivitetskoefficienterna för kol, krom, kisel resp. mangan; och fcu, fcrß, fSiY', - fä: representerar växelverkanperametrar med ovanför skrivna C, Cr, Ni, Si, Mn C, Cr ' C, Si (1 ß Y Aktiviteterna lämpligen för på nickel baserade legeringar Ill kan bestämmas medelst metoderna beskrivna i, t.ex. H.Schenck och M.G. Frohberg, Steelmaking: The Chipman Conference, The M.I.T, Press, Cambridge, Massachusetts 1965 och H.Schenck och E. Stein- metz, Special Report nr 7, Stahleisen _ Sonderberichte, 1966, Publisher Stahleisen M.B,G_, Düsseldorf.Aggendix A Standard free energies of different reactions of interest F ° = Q + Q, = C0 (g) -4 275 - 9,84T ﬁ / ucršoh = 5/4 _c_r_ + 9_ 61- 2oo _ 274m 1 / 4Cr5O4 + Q = 5/4 Q; + CO (g) 56 925 _ 57.24T 1 / 2Si02 = 4 / 2§i + Q_ 69 675 _ 27.5T 1 / 2SiO2 + C = 1 / 2Si + CO (g) 65 400 - 57.54T MnO = gg + Q 58 400 - 25,98T mno + g = _m¿1_ + co (g) 51+ 125 _ 55, a2a2 FeO = Eg + Q 28 900 - 12,15T FeO + Q, = Fe + C0 (g) 24 175 _ 21.99T The theoretical partial pressure of carbon monoxide in equilibrium with carbon and the other constituents of the bath can now be calculated from the following equation using the reactions given in Appendix B, given below: e Pco Where: an = activity of the specific element; ac = activity of dissolved carbon; and P80 = theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide. 9 7214Û68 ~ # Aggendix B Activities of various components of interest ac (activity nos laid carbon) 2% c X fc _ C Cr i Si n fc = fc X fc X få X fc X få log få = 0.22 X% c log f§r = _o, o24 X% cr log f§i = o, o12 X% Ni Si log fän = -o, o12 X% mn aga (activity of dissolved chromium) a% §g X fcr fCr 5 fâr X fâ: log får = -0.12 X% o log fâ: = o aâå (activity nos laid up klsol) g% §¿ X fsi% ¿¿E: gi X: go log fgi = 0.166 X% o log fšâ o, 112 X% sl amg (activity of dissolved manganese) 5% Mn X fmn _ n f ﬂ n = fån log fnn = -o, oo27 X% Mn (activity of iron) 5 mole fraction 1.10 íš ocršoq S; 0.25 o, o25 X% Mn få anno S; o, o5 X% Mn 7214068 ~ Ä 10 0.05 S. asioz S. 0.08 aF = (0 125 É 0 025) exponential ïzëieï-ÉQE ~ eo 9 1 7 9 i 50% S_ re S 100% there: fc, for, fsi, fmn represent the activity coefficients for carbon, chromium, silicon resp. manganese; and fcu, fcrß, fSiY ', - fä: represent interaction parameters with the above-described C, Cr, Ni, Si, Mn C, Cr' C, Si (1 ß Y The activities suitable for nickel-based alloys III can be determined by the methods described in , eg H.Schenck and MG Frohberg, Steelmaking: The Chipman Conference, The MIT, Press, Cambridge, Massachusetts 1965 and H.Schenck and E. Stein- metz, Special Report No. 7, Stahleisen _ Sonderberichte, 1966, Publisher Steel rails MB, G_, Düsseldorf.

Datorn programmeras som visas i logikschemat enligt fig. 2 för att utvälja det lägsta teoretiska jämviktspartialtrycket hos kolmonoxid, från vilket datorn sedan beräknar mängden av kol oxi- derat om allt av syret bränner kol och om inte sedan mängden av kol och metall oxideras. Detta göres genom att jämföra jämvikts- partialtrycket hos CO med det som skulle alstras, om allt av syret brände kol. I En alternativ definition för jämviktspartialtrycket hos CO ar: F Ps (1) :Ée = CG CO F F IG + co där: FOO = strömning av alstrad CO (en okänd); FIG = strömning av införd inertgas; -Ps = systemtryck._ Om allt av syret bränner kol, kan CO partialtrycket enkelt beräknas från följande ekva- tion: 2 F 0 02 (2) PCO: er +r PS 02 IG där: Fo = strömming av infört syre. Nu följer sedan, om det 2 7214068-4 11 lägsta utvalda Pâo få PCO beräknat från ekvationen direkt ovan med alla parametrar kända, att endast kol kommer att oxideras och i en mängd av C = 2 F02 x Éëïï \ där: C = kg av kol oxiderat per tidsenhet, 12 är molekylvikten hos kol och 22,4 är molvolymen i m5 vid O°C och en atmosfär tryck.The computer is programmed as shown in the logic diagram of Fig. 2 to select the lowest theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide, from which the computer then calculates the amount of carbon oxidized if all of the oxygen burns carbon and if not then the amount of carbon and metal is oxidized. This is done by comparing the equilibrium partial pressure of CO with that which would be generated if all of the oxygen burned coal. An alternative definition of the equilibrium partial pressure of CO is: F Ps (1): Ée = CG CO F F IG + co where: FOO = flow of generated CO (an unknown); FIG = flow of introduced inert gas; -Ps = system pressure._ If all of the oxygen burns carbon, the CO partial pressure can be easily calculated from the following equation: 2 F 0 02 (2) PCOs + r PS 02 IG where: Fo = flow of introduced oxygen. Now it follows, then, if the lowest selected Pâo get PCO calculated from the equation directly above with all parameters known, that only carbon will be oxidized and in an amount of C = 2 F02 x Éëïï \ where: C = kg of carbon oxidized per unit time, 12 is the molecular weight of carbon and 22.4 is the molar volume in m5 at 0 ° C and an atmospheric pressure.

A andra sidan gäller att om det lägsta utvalda råo skuiie vara mindre än PCO; då beräknas mängden av bränt kol direkt från ekvation (1) som följer: F Pe _ CO P CO _ Foo + FIG S multipliceranae ut Påo FCC + Påo FIG E FCC P s ordna om FC0 (Ps - Pêo) = Pâo FIG; sedan e F _ Peo FIG . .On the other hand, if the lowest selected raw material should be less than PCO; then the amount of coal burned is calculated directly from equation (1) as follows: F Pe _ CO P CO _ Foo + FIG S multiplicanae out Påo FCC + Påo FIG E FCC P s rearrange FC0 (Ps - Pêo) = Pâo FIG; sedan e F _ Peo FIG. .

CO - P _ e och 1 uttryck av kg av kol per tidsenhet S Peo C Pâo 12 reduceras till = ----- F :Zr7ï Ps _ PÉO IG , Återstoden av syret måste sedan oxidera metall. Detta här- ledes från följande formel: e = un. 2 F02 - ÉC_<>__ÉI_G_ 22,4 V (PS _ Päo) där: M = kg av metall oxiderad per tidsenhet; Wm = molekylvikt hos metallen kg E mel ; V = valens hos metallen. Mängden av oxiderad metall subtraheras från den ursprungliga totala metall- vikten och den totala vikten hos den resulterande oxiden lägges till slaggøn. Vikten av oxiderat kol subtraheras även från den ursprungliga metallmassan och nya kompositionsprocenthalter beräk- nas. Den nya kompositionen och vikten lagras i minnet och använ- des i stället för den gamla kompositionen och vikten vid start av nästa cykel.CO - P _ e and 1 expression of kg of carbon per unit time S Peo C Pâo 12 is reduced to = ----- F: Zr7ï Ps _ PÉO IG, The remainder of the oxygen must then oxidize metal. This is derived from the following formula: e = un. 2 F02 - ÉC _ <> __ ÉI_G_ 22.4 V (PS _ Päo) where: M = kg of metal oxidized per unit time; Wm = molecular weight of the metal kg E flour; V = valence of the metal. The amount of oxidized metal is subtracted from the original total metal weight and the total weight of the resulting oxide is added to slag. The weight of oxidized carbon is also subtracted from the original metal mass and new composition percentages are calculated. The new composition and weight are stored in memory and used instead of the old composition and weight at the start of the next cycle.

I syfte att upprätta den mest gynnade av alla de möjliga reaktionerna från termodynamiken, måste temperaturen vara känd.In order to establish the most favored of all the possible reactions from thermodynamics, the temperature must be known.

Det alstrade eller absorberade värmet genom reaktionerna bestäm- mes från termodynamiska data och från värmet hos reaktionen an- givna i efterföljande appendix C, Dessa översättas till tempera- 7214Û68~ë 12 tur genom att dividera dem medelst de förenade värmekapaciteter- na hos metallen, kärlet och slaggen. Värmekapaciteten hos metal~ len i fallet med stål är tagen till att vara = 10 kcal k mo1°c XW kg kg mol 0,195 wkoa1/°C där: W = totala metallvíkten i kg. Värmekapaciteten hos kärlet (i huvudsak det eldfasta materialet) tages till att vara = = 0,27 wrr kcal/°c där: Wr = vikt i kg av totalt arbetande eldfast infodring och F = empirisk faktor för den del av den eldfasta infodringen, som deltager i värmekapaciteten hos systemet. Värmekapaciteten hos slaggen är tagen till att varat = 0,55 WS kcal/°C där: WS = slaggvikt i kg. Sålunda är värmekapaciteten för sys- temet vid stålframställningstemperaturer 1 = o,195w + o,27Fwr + o,55ws kcal/°c Faktorn F har bestämts genom försök och felmetoder för jäm- förande av aktuella värmedata med programresultat. Denna faktor visas i fig. 5, som visar ett lämpligt värde att använda som en funktion av eldfasta materialets vikt. Den eldfasta infodringens vikt är känd från kärlets utformning och metall- och slaggvikter- na beräknas víﬁ slutet av varje tidsintervall.The heat generated or absorbed by the reactions is determined from thermodynamic data and from the heat of the reaction given in the following appendix C. These are translated into temperature by dividing them by the combined heat capacities of the metal, the vessel and the slag. The heat capacity of the metal in the case of steel is assumed to be = 10 kcal k mo1 ° c XW kg kg mol 0.195 wkoa1 / ° C where: W = total metal weight in kg. The heat capacity of the vessel (mainly the refractory material) is taken to be = = 0.27 wrr kcal / ° c where: Wr = weight in kg of total working refractory lining and F = empirical factor for the part of the refractory lining which participates in the heat capacity of the system. The heat capacity of the slag is assumed to last = 0.55 WS kcal / ° C where: WS = slag weight in kg. Thus, the heat capacity of the system at steelmaking temperatures is 1 = o, 195w + o, 27Fwr + o, 55ws kcal / ° c The factor F has been determined by trials and error methods for comparing current heat data with program results. This factor is shown in Fig. 5, which shows a suitable value to use as a function of the weight of the refractory material. The weight of the refractory lining is known from the design of the vessel and the metal and slag weights are calculated at the end of each time interval.

Apyendix C Reaktionsvärme för de olika oxidationsreaktionerna Reaktionsvärme *Oz 25°c = *Oz 1e5o°c 6,727 kcal/kg mol ica qssooc = g_1e5o°c -2a,ooo " " *Oz 25°c = g_1e5o°c -21,275 " " 9165o°c + 94e5o°c = 00 1e5o°c ' 44275 " " 91eso°c + *Oz 25°c” °° 1e5t°c -25>5”5 " " 593na5o°c + ¶91s5o°c = °f3°4 1e5o°c -2Ä4,aoo " " 7214068-4 '15 Reaktíonsvärme 5§3 465000 + 202 2500 = Cr5O4 1650cc -529,892 kcal/kg mol -S-í- 1e5o°c + 29 1e5o°c = S102 f1e5o°c 459-550 " i " §¿ 165000 + 02 2500 = SiO2 165000 -181,896 " " En 4650cc + Q_1650oC = MnO 165000 - 58,400 " " 79 , II II Fe + 9 = F60 _ n n Fe + : F80 - Il II För elementen av intresse vid stàlframställning är tempera- turändringen per % oxidation kol- r = -=--2" 5W°° Y krom = -4-21 aw Y mangan: = lïlâï Y kisel: = -Síï Y och järn: = êågâï Sådana temperaturökningar beräknas från kompositions- och metallviktsinformationen härledd vid slutet av varje reaktions tidsintervall. Införda inertgasen minskar temperaturen på ett liknande sätt. När inertgasen är argon är egenvärmet ökningen: Ar (25%) = Ar (1e5o°c) AH _ .êiQZLQs-L " kg mol och temperaturändringen på grund av varje införd Nmš av argon är: 0 argon AT = -z-Qx-f-(a-ç- Slutligen beräknas det konstanta tillstàndets värmeförlust hos systemet pà grund av dess omgivningar, vilka uppträder alldeles oavsett reaktionerna inuti kärlet, medelst empiriska data visade 721149684; 14 i fig. 4. Dessa data är resultatet från omfattande försök och feljämförelse av datorberäkningar och verklig erfarenhet. Den nya temperaturen hos badet beräknas genom att summera de olika bidragen och lagras i minnet förutom datan med den nya vikten och nya kompositionen för att ersätta tidigare betingelser vid starten av det förberedande nästa efterföljande tidsintervallet.Apyendix C Heat of reaction for the different oxidation reactions Heat of reaction * Oz 25 ° c = * Oz 1e5o ° c 6.727 kcal / kg mol ica qssooc = g_1e5o ° c -2a, ooo "" * Oz 25 ° c = g_1e5o ° c -21,275 "" 9165o ° c + 94e5o ° c = 00 1e5o ° c '44275 "" 91eso ° c + * Oz 25 ° c ”°° 1e5t ° c -25> 5" 5 "" 593na5o ° c + ¶91s5o ° c = ° f3 ° 4 1e5o ° c -2Ä4, aoo "" 7214068-4 '15 Reaction heat 5§3 465000 + 202 2500 = Cr5O4 1650cc -529,892 kcal / kg mol -S-í- 1e5o ° c + 29 1e5o ° c = S102 f1e5o ° c 459-550 "i" §¿ 165000 + 02 2500 = SiO2 165000 -181,896 "" En 4650cc + Q_1650oC = MnO 165000 - 58,400 "" 79, II II Fe + 9 = F60 _ nn Fe +: F80 - Il II For the elements of interest in steelmaking is the temperature change per% oxidation carbon- r = - = - 2 "5W °° Y chromium = -4-21 aw Y manganese: = lïlâï Y silicon: = -Síï Y and iron: = êågâï Such temperature increases are calculated from the composition and metal weight information derived at the end of each reaction time interval.The introduced inert gas reduces the temperature in a similar manner.When the inert gas is gon is the intrinsic heat increase: Ar (25%) = Ar (1e5o ° c) AH _ .êiQZLQs-L "kg mol and the temperature change due to each introduced Nmš of argon is: 0 argon AT = -z-Qx-f- ( Finally, the heat loss of the constant state of the system due to its surroundings, which occur quite independently of the reactions inside the vessel, is calculated by means of empirical data shown 721149684; 14 in Fig. 4. These data are the result of extensive experimentation and error comparison of computer calculations and actual experience. The new temperature of the bath is calculated by summing the various contributions and stored in memory in addition to the data with the new weight and the new composition to replace previous conditions at the start of the preparatory next subsequent time interval.

När väl datorn har beräknat den nya badkompositionen och -temperaturen göres en bestämning om hur förhållandet syre till inertgas bör justeras. Denna bestämning göres för varje cykel, dvs. varje gång datorn utfràgar fortskridandet hos smältan. Så- som förut förklarats, skall detta göras vid intervaller av mind- re än 2 minuter åtskilda för att överensstämma med det teoretis- ka antagandet av att en enda reaktion är förhärskande under så- dant tidsintervall. Det bör förstås, att datorn utfràgar fort- skridandet av ett värme uteslutande från inledande tillstånd utan àterkoppiingsinrormation från käriet. Följaktligen kan datorn 'arbeta samtidigt under den aktuella avkolningen av den smälta mas- san eller upprätta i förhand de optimala strömningstillstànden för sådan avkolning. Dessutom kan datorn leda avkolningsoperationen automatiskt eller, alternativt, förse med detaljerade instruktio- ner för reglering av operationen manuellt genom en operatör. För en helt automatisk operation, såsom visas i fig. 1, matas utgång- en hos datorn 22 in i manöverorgan eller aktuator 26, som i sin tur reglerar gasströmningsregulatorerna 18 resp, 20. Det automa- tiska manöverorganet eller aktuatorn 26 mottager den digitala ut- informationen från datorn och omvandlar sådan information till lämpliga analoga elektriska signalnivåer representerande de nya gasströmningshastigheterna_ Strömningsregulatorerna 18 resp. 20 när de inställes för automatisk operation, kommer att svara på de nya nivåerna, varigenom justeras förhållandet av gasströmning i enlighet med datorkommandot. Aktuatorn 26 förinställes manuellt för att upprätta inledande strömningsbetingelser. Att upprätthål- la noååtanna fraktionsförhållanden mellan syreströmningen och inertgasströmningen erfordrar emellertid i hög grad dyra och komp- licerade gasströmningsregulatorsystem. I sådana fall där tonna- get hos den smälta massan som skall avkolas är litet, föreslås en viss köpslagan mellan en helt optimerad operation och den höga kostnaden för ett fullständigt automatiskt system. I sådana fall kan gasströmningsregulatorerna förenklas för att tillåta uteslu- tande justeringar av förhållanden uttryckta i jämna tal, dvs. att 721l+068-l+ 15 för syre till inertgas strömningsförhàllandena varieras endast ej en monotoniskt fallande följd såsom: 4:1, 5:1, 2:1, 1:1, 1:2 etc. Här kan likaså föredragas manuell operation genom en opera- tör i gensvar på datorinstruktioner. Programmet skulle köras genom datorn med datorutläsning 24 som försåg med detaljerade instruktioner om hur att genomföra justeringar av gasförhàllan- det. Instruktion skulle baseras på utval i sekvens av det när- mast intill helt tal liggande förhållandet även om datorn kan instruera operatören att hoppa över nästa närmaste förhållande och gå till ett efterföljande sådant eller som också kan vara fallet att bibehålla samma förhållande.Once the computer has calculated the new bath composition and temperature, a determination is made as to how the ratio of oxygen to inert gas should be adjusted. This determination is made for each cycle, ie. each time the computer interrogates the progress of the melt. As previously explained, this should be done at intervals of less than 2 minutes apart to agree with the theoretical assumption that a single reaction is prevalent during such a time interval. It should be understood that the computer detects the progress of a heat exclusively from the initial state without feedback information from the vessel. Consequently, the computer can operate simultaneously during the actual decarburization of the molten mass or establish in advance the optimum flow conditions for such decarburization. In addition, the computer can direct the decarburization operation automatically or, alternatively, provide detailed instructions for controlling the operation manually by an operator. For a fully automatic operation, as shown in Fig. 1, the output of the computer 22 is fed into actuators or actuators 26, which in turn regulate the gas flow regulators 18 and 20, respectively. The automatic actuator or actuator 26 receives the digital output the information from the computer and converts such information into appropriate analog electrical signal levels representing the new gas flow rates. When set to automatic operation, will respond to the new levels, thereby adjusting the ratio of gas flow in accordance with the computer command. The actuator 26 is manually preset to establish initial flow conditions. However, maintaining noaåtaanna fractional ratios between the oxygen flow and the inert gas flow to a large extent requires expensive and complicated gas flow regulator systems. In such cases where the tonnage of the molten mass to be decarburized is small, a certain purchasing power is proposed between a fully optimized operation and the high cost of a fully automatic system. In such cases, the gas flow regulators can be simplified to allow exclusive adjustments of conditions expressed in even numbers, ie. that 721l + 068-1 + 15 for oxygen to the inert gas flow conditions is varied only not a monotonically descending sequence such as: 4: 1, 5: 1, 2: 1, 1: 1, 1: 2 etc. Here manual operation by a operator in response to computer instructions. The program was to be run through the computer with computer readout 24 which provided detailed instructions on how to make adjustments to the gas ratio. Instruction would be based on selection in sequence of the almost integer relationship even if the computer can instruct the operator to skip the next nearest relationship and go to a subsequent one or that may also be the case to maintain the same relationship.

Valet av varje efterföljande gasförhàllande bestämmas i den föredragna utföringsformen visad i fig. 2 och 2a genom att man jämför mängden av oxidation av ett specifikt element under varje tidsintervall med en förutbestämd kritisk gräns för sådant ele- ment. Valet kan även göras baserat på alternativa metoder, som kommer att diskuteras i det efterföljande i samband med det för- enklade schemet enligt fig. 7.The choice of each subsequent gas ratio is determined in the preferred embodiment shown in Figs. 2 and 2a by comparing the amount of oxidation of a specific element during each time interval with a predetermined critical limit for such element. The choice can also be made based on alternative methods, which will be discussed below in connection with the simplified diagram according to Fig. 7.

I fallet med järn med låg kolhalt är det specifika elemen- tet av intresse järn och med användning av kriteriet av begränsad oxidation för omkoppling, upprättas en gräns för oxidation för varje tidsintervall genom att dividera det totala antalet tids- intervall medelst den maximalt tillåtna gränsen för oxiderat järn efter avkolning. Gränsen för varje tidsintervall behöver ej vara densamma, exempelvis kan en lägre gräns användas för ett första givet antal av intervall och gränsen sedan höjas för de återståen- de intervallen.In the case of low carbon iron, the specific element of interest is iron and using the criterion of limited oxidation for switching, an oxidation limit is established for each time interval by dividing the total number of time intervals by the maximum allowable limit for oxidized iron after decarburization. The limit for each time interval need not be the same, for example a lower limit can be used for a first given number of intervals and the limit can then be raised for the remaining intervals.

I fallet med pà nickel baserade legeringar kan det specifika elementet av intresse vara något enda element valt fràn gruppen bestående av krom, molybden och niob. Oxidationsgränsen bör upp- rättas som i fallet med järn med làg kolhalt.In the case of nickel-based alloys, the specific element of interest may be a single element selected from the group consisting of chromium, molybdenum and niobium. The oxidation limit should be established as in the case of low carbon iron.

I fallet av på järn baserade legeríngar kan det specifika elementet av intresse vara antingen krom, molybden eller mangan.In the case of iron-based alloys, the specific element of interest may be either chromium, molybdenum or manganese.

Gränsen för oxidation kommer att upprättas som i fallet med järn med lag keiheit. i I fallet med rostfritt stål är det specifika elementet av intresse krom och oxidationsgränsen kan upprättas som i fallet med järn med lag keihait eiler eiternetivt den företrädesvis som utläres i amerikanska patentskriften 5 046 107. Såsom utläres i nämnda patentskrift dikteras i badet insprutat syre i volymprocent 721&O68°4 16' av följande relation, som är avsedd för att tillämpas på stål innehållande 5-50% krom; Procent 02 = t C q5°o00 1 8 . OO l: antilog - BAâ-m s mängd o Fo Procent 02 = 2 = 2 02 + inert gas F02 + FIG där: procent Cr är den lägre gränsen för kromhalt i vikt-% vid slutet av ett tidsintervall; T är temperaturen hos smältan i °K vid slutet av ett tidsintervall; kol i smältan vid slutet av ett tidsintervall; procent C är procenthalten av och procent syre är volym-% syre för sådant tidsintervall.The limit for oxidation will be established as in the case of iron with low keiheit. In the case of stainless steel, the specific element of interest is chromium and the oxidation limit can be established as in the case of iron with law keihait eiler eternetively the one preferably taught in U.S. Patent No. 5,046,107. As taught in said patent specification, oxygen injected into the bath is expressed in volume percent. 721 & O68 ° 4 16 'of the following relation, intended for application to steels containing 5-50% chromium; Percent O2 = t C q5 ° o00 1 8. OO 1: antilog - BAâ-m s amount o Fo Percent 02 = 2 = 2 02 + inert gas F02 + FIG where: percent Cr is the lower limit for chromium content in% by weight at the end of a time interval; T is the temperature of the melt in ° K at the end of a time interval; carbon in the melt at the end of a time interval; percent C is the percentage of and percent oxygen is volume-% oxygen for such time interval.

Ovan angivna formel kan även användas för att direkt beräk- na procenthalten 02, som bör användas för nästa tidsintervall.The formula given above can also be used to directly calculate the percentage of 02, which should be used for the next time interval.

Rätt och slätt genom att använda för procent Cr den beräknade kromhalten i vikt-% vid slutet av tidsintervallet. Detta kommer sedan att bestämma huruvida den föregående strömningen av svre skall ändras och i vilken omfattning.Simply by using for percent Cr the calculated chromium content in% by weight at the end of the time interval. This will then determine whether and to what extent the previous flow of svre should be changed.

I syfte att bevara det eldfasta materialet bör temperaturen hos badet, för varje givet tídsintervall, ej tillåtas överskrida ett förutbestämt maximalt värde. Likaså bör för att förhindra alltför tidig stelning temperaturen hos badet ej tillåtas att fal- la under ett förutbestämt minsta värde. Följaktligen kommer datorn 22 som följer en underrutin i logikschemat enligt fig. 2 och 2a att åsidosätta varje order att ändra strömningshastigheten för syre och utspädningsgas, om temperaturen skulle falla under ett i för- väg bestämt acceptabelt temperaturband. En funktionell relation råder mellan kolhalten hos en smälta och temperaturen. Ett accep- tabelt temperaturband motsvarande finkänsliga kolnivàer kan därför upprättas för varje given smälta. Fig. 5 och 6 är två exempel på empiriskt upprättade acceptabla temperaturband för rostfritt stål.In order to preserve the refractory material, the temperature of the bath, for any given time interval, should not be allowed to exceed a predetermined maximum value. Likewise, in order to prevent premature solidification, the temperature of the bath should not be allowed to fall below a predetermined minimum value. Accordingly, the computer 22 following a subroutine in the logic diagram of Figs. 2 and 2a will override any order to change the flow rate of oxygen and diluent gas should the temperature fall below a predetermined acceptable temperature band. There is a functional relationship between the carbon content of a melt and the temperature. An acceptable temperature band corresponding to sensitive carbon levels can therefore be established for any given melt. Figures 5 and 6 are two examples of empirically established acceptable temperature bands for stainless steel.

Denna uppfinning bör ej betraktas som begränsad till något speci- fikt acceptabelt temperaturband.This invention should not be construed as limited to any specifically acceptable temperature band.

Om temperaturen för en given kolnivà ligger under det accep- tabla bandet, kommer datorn att dirigera operatören till att igno- rera vilka som helst instruktioner till att genomföra en ändring i gasströmningsregleringen i gensvar på alltför stor oxidation av .à 7214068-4 17 elementet av intresse och i stället till att föranleda en ökning i temperaturen genom värmning av den smälta massan. En sådan instruktion kan taga formen av en order till att omställa gasström- ningsregulatorn till att upprätta en given strömningshastighet, som kan vara densamma som den rådande strömningshastigheten eller en med en högre andel av syre, i syfte att förlänga eller intensi- fiera de exotermiska reaktionerna som uppträder i badet under så- dant tidsintervall och sålunda åstadkomma ytterligare värme. Pro- cesscykeln kommer då att förnyas och den nya temperaturen åter- igen att uträknas (evalueras) för att bestämma om den ligger inom det acceptabla bandet. Detta kommer att fortsätta till dess tem- peraturen har stigit till eller över den acceptabla lägre gränsen.If the temperature of a given carbon level is below the acceptable band, the computer will direct the operator to ignore any instructions to implement a change in the gas flow control in response to excessive oxidation of the element of. interest and instead to cause an increase in temperature by heating the molten mass. Such an instruction may take the form of an order to switch the gas flow regulator to establish a given flow rate, which may be the same as the prevailing flow rate or one with a higher proportion of oxygen, in order to prolong or intensify the exothermic reactions. which occurs in the bath during such time interval and thus provide additional heat. The process cycle will then be renewed and the new temperature will again be calculated (evaluated) to determine if it is within the acceptable band. This will continue until the temperature has risen to or above the acceptable lower limit.

Drivandet av processen på sådant sätt i syfte att reglera tempe- raturen erfordrar emellertid att man får finna sig i en ökad me- talloxidation. En alternativ metod för att öka temperaturen hos det smälta badet är att tillsätta ett desoxideringsmedel till massan såsom genom tillsättning av ett eller en kombination av följande: kisel, aluminium, mangan, ferrokisel, ferrokrom och ferromangan. Tillsättningen av desoxideringsmedlet kan användas i kombination med den första proceduren för att uppnå en snabbare respons.However, driving the process in such a way in order to regulate the temperature requires that one finds oneself in an increased metal oxidation. An alternative method of increasing the temperature of the molten bath is to add a deoxidizing agent to the pulp such as by adding one or a combination of the following: silicon, aluminum, manganese, ferro-silicon, ferrochrome and ferromanganese. The addition of the deoxidizing agent can be used in combination with the first procedure to achieve a faster response.

Om temperaturen för en given kolhalt ligger över det accep- tabla bandet, kommer datorn att dirigera operatören till att kyla smältan; Den föredragna metoden att kyla smältan är den genom tillsättning av skrot. Det tillsatta skrotmaterialet måste vara “ kombinerbart med den smälta metallkompositionen. I syfte att und- vika en styckevis skrottillsättning till dess badet har kylts till en punkt inom det acceptabla bandet föredrages det att operatören tillsätter skrot i enlighet med följande formel: Tmax + Tmin S (skrottillsats) = T _ ------ C 2 där: T = tem eratur hos badet i OK- T = maximalt acce tabel P a P max temperatur vid koinivån nos badet i °K; r min = minsta acceptabla temperatur vid kolnivàn hos badet i °K och C är en konstant. And- ra kylfluider kan även användas såsom ånga och koldioxid. En annan alternativ metod för kylning, som kan användas i kombina- tion med den ovannämnda, är att inhibitera strömningen av syre och utspädningsgas för en förutbestämd tidsperiod. Även om en temperaturåsidosättning som ovan beskrivits är Hilißšß-le 18 önskvärd är den ej kritisk vid tillämpning av föreliggande upp- finning. Processen kan genomföras för att uppnå optimal ekonomi utan hållning av temperaturen till inom ett förutbestämt tempera- turband. När processen eller sättet tillämpas utan kompensering för temperatur minskas effektivt programmet visat i logikschemat hos fig. 2 och 2a effektivt till det visat i fig. 7, där blocket textsatts “kriteriet för ändring av gasströmningsregulator" kom- mer att vara ekvivalent med blocket textsatt "element av intresse oxiderat utöver upprättad gräns" (fig. 2). Dessutom är det möj- ligt för en del vanliga metallkompositioner som utgångsmaterial att bestämma sådana starttillstånd för strömning som för sådana kompositioner ej kommer att föranleda temperaturen att falla utan- för acceptabla gränser.If the temperature of a given carbon content is above the acceptable band, the computer will direct the operator to cool the melt; The preferred method of cooling the melt is by adding scrap. The added scrap material must be “compatible with the molten metal composition. In order to avoid a piecewise scrap addition until the bath has cooled to a point within the acceptable band, it is preferred that the operator add scrap in accordance with the following formula: Tmax + Tmin S (scrap addition) = T _ ------ C 2 where: T = temperature of the bath in OK- T = maximum acce table P a P max temperature at koin level nos bath in ° K; r min = minimum acceptable temperature at the carbon level of the bath in ° K and C is a constant. Other cooling fluids can also be used such as steam and carbon dioxide. Another alternative method of cooling, which can be used in combination with the above, is to inhibit the flow of oxygen and diluent gas for a predetermined period of time. Although a temperature override as described above, Hilißšßle 18 is desirable, it is not critical in the practice of the present invention. The process can be carried out to achieve optimal economy without keeping the temperature within a predetermined temperature band. When the process or method is applied without temperature compensation, the program shown in the logic diagram of Figs. 2 and 2a is effectively reduced to that shown in Fig. 7, where the block text set "the criterion for changing the gas flow regulator" will be equivalent to the block text set " elements of interest oxidized beyond the established limit "(Fig. 2). In addition, it is possible for some common metal compositions as starting materials to determine such starting conditions for flow which for such compositions will not cause the temperature to fall outside acceptable limits.

Valet av varje efterföljande gasförhållande kan avgöras som här förut nämnts medelst alternativa metoder för att ge i huvud-' sak samma resultat som i den ovan beskrivna föredragna metoden.The choice of each subsequent gas ratio can be determined as previously mentioned by means of alternative methods to give essentially the same result as in the preferred method described above.

Dessa alternativa metoder är baserade på information beträffande kolhalten, temperaturen respektive behandlingstiden, vilka regel- bundet övervakas och lagras av statorn. Temperaturàsidosättande är ej nödvändigt för dessa metoder, som schematiskt beskrives i strömningsschemat visat i fig. 7. Varje metod är baserad pà ett avvikande kriterium för ändring av gasströmningsregulatorn. I metoden baserad på kolhalt är fristående gasförhâllanden förutbe- stämda till att motsvara kolhaltomràden. När sålunda datorn fin- ner att kolhalten har fortskridit från ett område in i ett av- vikande område, kommer den att àtergälda en indikation på denna effekt och en signal till operatören att omkoppla till ett mot- svarande gasförhàllande i strömningsregulatorsekvensen eller kan genomföra denna funktion automatiskt. I metoden baserad pà tem- peratur är fristående gasförhållanden förutbestämda till att mot- svara vissa badtemperaturomràden. När sålunda datorn finner, att temperaturen har fortskridit från ett temperaturområde in i nästa, kommer den att àtergälda en indikation pà denna effekt och avge signal till operatören till att omkoppla till ett motsvarande förhållande i gasströmningsregulatorsekvensen, I metoden baserad på tid, är fristående gasförhàllanden förutbestämda till att mot- svara till vissa tidsperioder hänförande sig till framåtskridan- de perioder i raffineringsoperationen. Sedan sålunda en viss tidsperiod förflutit, beordras operatören till att omkoppla till nästa gasförhàllande i sekvensen. I var och en av dessa metoder 7214068~4 19 ' utger datorn en slutgiltigt tryckt indikation att raffineringen är fullständig baserat på beräkningen att kolhalten är under en förutbestämd nivå. Emellertid kan det innebära att drivandet av processen medelst sådana alternativa metoder ej ger den optima- la ekonomi, som erbjudes av den föredragna utföringsformen.These alternative methods are based on information regarding the carbon content, temperature and treatment time, respectively, which are regularly monitored and stored by the stator. Temperature setting is not necessary for these methods, which are schematically described in the flow chart shown in Fig. 7. Each method is based on a different criterion for changing the gas flow regulator. In the method based on carbon content, independent gas conditions are predetermined to correspond to carbon content areas. Thus, when the computer finds that the carbon content has progressed from an area into a deviating area, it will return an indication of this power and a signal to the operator to switch to a corresponding gas ratio in the flow regulator sequence or can perform this function. automatically. In the method based on temperature, independent gas conditions are predetermined to correspond to certain bathing temperature ranges. Thus, when the computer finds that the temperature has progressed from one temperature range into the next, it will return an indication of this effect and signal the operator to switch to a corresponding ratio in the gas flow regulator sequence. In the method based on time, independent gas conditions are predetermined. to correspond to certain time periods relating to progressive periods in the refining operation. Thus, after a certain period of time has elapsed, the operator is ordered to switch to the next gas ratio in the sequence. In each of these methods 7214068 ~ 4 19 ', the computer issues a final printed indication that the refining is complete based on the calculation that the carbon content is below a predetermined level. However, it may mean that the operation of the process by such alternative methods does not provide the optimal economy offered by the preferred embodiment.

I det efterföljande lämnas ett antal belysande exempel pà datorutlästa instruktioner för stálframställning medelst manuell reglering av avkolningsoperationen såväl som en datorutskrift, dvs. en datortryckning, av ett komplett program för att dirigera operationen hos datorn.In the following, a number of illustrative examples of computer-readable instructions for steel production are given by means of manual control of the decarburization operation as well as a computer printout, ie. a computer print, of a complete program for directing the operation of the computer.

Exempel Kvalitet: rent järn, 15600 kg Instruktioner: (Tid)x 02 strömn.hast.:Ar strömn.hast. 02 strömn.hast.(N m5/h) (min) Ö-9 4:1 f ÉQÉ 9-14 5:1 516 14-51 4:1 _ 546 51-56 1:1 497 Analyser: %L§ % Cr % Si % Mn Tem0.°C start 0,44 0,21 0,50 0,05 1488 Dator-färdig 0,001 0,22 0,00 0,00 1684 verklig-färdig 0,001 0,10 0,00 0,01 1694 Verklig behandlingstid = 54 min.Example Quality: pure iron, 15600 kg Instructions: (Time) x 02 current speed: Is current speed. 02 current speed (N m5 / h) (min) Ö-9 4: 1 f ÉQÉ 9-14 5: 1 516 14-51 4: 1 _ 546 51-56 1: 1 497 Analyzes:% L§% Cr% Si% Mn Tem0 ° C start 0.44 0.21 0.50 0.05 1488 Computer-ready 0.001 0.22 0.00 0.00 1684 real-ready 0.001 0.10 0.00 0.01 1694 Actual treatment time = 54 min.

X Gasförhållandena omkopplades vid tiderna (min) nämnda ovan för att erhålla àsyftad kolhalt.X The gas conditions were switched at the times (min) mentioned above to obtain the intended carbon content.

Kvalitet: 456 Mängd: 15500 kg Instruktioner: ÉTidšX 02 strömn.hast.:Ar strömn.hast. 02 strömn.hast.(N mä/h) min 0_17 5,0=1 257 17-22 5,2=1 255 22-29 5,4=1 271 29-48 1,7=1 184 48-50 1,0=1 152 Analyser; %_g % cr % S1 % Mn memp.°c start 0,50 16,99 0,01 0,55 1582 Dator-färdig 0,08 15,09 0,01 0,15 1788 verklig-färdig 0,08 - 15,09 0,01 0,12 17804 72íä068-Å 20 Verklig behandlingstid = 50 min. x Gasförhållandena omkopplades vid dessa nämnda tider i minuter för att erhålla àsyftad kolhalt.Quality: 456 Quantity: 15500 kg Instructions: ÉTidšX 02 current speed: Is current speed. 02 current speed (N m / h) min 0_17 5.0 = 1 257 17-22 5.2 = 1 255 22-29 5.4 = 1 271 29-48 1.7 = 1 184 48-50 1 , 0 = 1,152 Analyzes; % _g% cr% S1% Mn memp. ° c start 0.50 16.99 0.01 0.55 1582 Computer-ready 0.08 15.09 0.01 0.15 1788 real-ready 0.08 - 15 .09 0.01 0.12 17804 72íä068-Å 20 Actual treatment time = 50 min. x The gas conditions were switched at these mentioned times in minutes to obtain the intended carbon content.

Kvalitet: 521 Mängd: 20900 kg.Quality: 521 Quantity: 20900 kg.

Instruktioner: ÉTidšx 02 strömn.hast.:Ar strömn.hast. 02 strömn.hast.(N m5/h) min ' O-26 5:1 601 26-54 2:1 466 54-4? 1:2 255 Analzserz % C % Cr % Si % Mn Tem0.°C Start 0,52 19,50 0,28 1,05 1520 Dator-färdig 0,05 16,50 0,08 0,50 1764 Verk1ig~färdig 0,05 16,45 0,09 0,60 1760+ Verklig behandlingstid = 44 min. 9 X Gasförhållandena omkopplades vid dessa nämnda tider för att er- hålla àsyftaa kolhait.Instructions: ÉTidšx 02 current speed: Is current speed. 02 current speed (N m5 / h) min 'O-26 5: 1 601 26-54 2: 1 466 54-4? 1: 2 255 Analzserz% C% Cr% Si% Mn Tem0. ° C Start 0.52 19.50 0.28 1.05 1520 Computer-ready 0.05 16.50 0.08 0.50 1764 Complete ~ complete 0.05 16.45 0.09 0.60 1760+ Actual treatment time = 44 min. 9 X The gas conditions were switched at these mentioned times to obtain intended carbon shale.

Program 20900 kg _ Rostfritt stål In-datadefinition: _(1) Variablerz T CR C Cl SI M NI M (2) Fixerade B RW F IM AR OX starttemperatur OC start-krom start-kol färdig - åsyftad kolhalt start-kisel start-mangan start-nickel startmetallvikt i kg system tryck (1 at) eldfasta materialets vikt (arbetande infodring i kg (ﬂaﬂua kg) faktor för den del av arbetande infodrin , som tager del i värmekapaciteten hos systemet (O,5š totala antalet steg under syreblâsning (5) argonströmningshastigheter i Nmš/h under olika steg (Nm5/h -_0°c och 760 mm ng (200, 255, usa) oxygen-strömningshastigheter i Nm /h under olika perioaer (601, 466, 255) 721læ068-4 21 ABS = ar on-strömningshastighet i Nmš/h genom höljet (Bg/två munstycken) HL = konstanta tillstàndets värmeförlust uttryckt som OC/min AP = argon-manometertryck i kg/cm2 OP = oxygen-manometertryck i kg/cm2 att upprättas OT = oxygen-inloppstemp. OC i fabriken AT = argon-inloppstemp.°C FE = % järn SIO2 = oxid av Si CRÖO4 = oxiä av Cr MNO = oxid av Mn FEO = oxid av Fe TO2 = totalt m5 av syre TA = totalt m5 av argon Z2 = tid för syreblàsning AFEO = aktivitet av FeO GRI = % start-krom AMNO = aktivitet av MnO AR(I) = argonkorrektion för temperatur och tryck oX(I) = syrekørrektion för temperatur och tryck z = beräkningstia (šsek) PT = tryckníngstid i min ASIO2 = aktivitet av S102 AGR504= aktivitet av Cr O SIW = vikt av Si i mešaïl i kg MNW = vikt av Mn i metall i kg CRW = vikt av Cr i metall i kg FEW = vikt av Fe i metall i kg NIW = vikt av Ni i metall i kg CBR = kol avlägsnat som CO i kg CBR = krom oxiderat i kg CIR = kisel oxiderat i kg MNR = mangan oxiderat i kg FER = järn Qxiaerat 1 kg TM = totala moler av metaller XFE = molfraktion av järn AKCR = jämviktskonstant hos krom- och kolreaktion ACE = aktivitet av krom AC = aktivitet av kol PCR = partialtryck av CO med avseende på kromreaktion 72“âle'068“l+ '22 AKSI = jämviktskonstant hos kisel- och kolreaktion ASI = aktivitet av kisel PSI = partialtryck av CO med avseende på kiselreaktion AKMN = jämviktskonstant hos Mn- och kolreaktion AMN = aktivitet av Mn PMN = partialtryck av CO med avseende på Mn-reaktion AKFE = jämviktskonstant hos Fe- och C-reaktion AFE = molfraktion av Fe PFE = partialtryok av CO med avseende på Fe-reaktion A = argon i mä/min 02 = syre i m5/min ACTOX = % syre i blandning av syre och argon L = kg moler av metaller CALOX = % syre beräknat medelst Nelson Griffing formel ECB = temp.-ökning på grund av koloxidation i OC EGR = temp.-ökning på grund av Cr-oxidation i OC EMN = temp.-ökning på grund av Mn-oxidation i OC ESI = temp.-ökning på grund av Si-oxidation i OC EFE = temp.-ökning på grund av Fe-oxidation i °C AHL = temp.-fall på grund av värmning av argon i OC/min E = temp.-ökning hos system i °C TMIN & TMAX preciserar temperaturbandet SW = vikt av slagg SSIO2 = % SiO2 i slagg SFEO = % Fe0 i slagg SCR§O4= % Cr5O4 i slagg SMNO = % MnO i slagg SCRAP = mängd av skrot för att kyla badet S = mängd av skrot vid något tillfälle CS = kol i skrot i kg SIS = kisel i skrot i kg MNS = mangan i skrot i kg CRS = krom i skrot i kg FES = järn i Skrot i kg 721406841 25 AODNG 400 REAL MN,NI M NNE MNW MO N W 3 i . 110 n1MENsI0N AR¿7),0x(7§,Anš( HL(7) 120 nAmA B,m,0R,c,c1,sI,nN NI,M,ñw,F 15o&/1,276s,19.5,.52,.05,.2s,1.04,9.75,4s200,4oo00,.5/ 140 DAæA IM , _ 450&/5/ 160 DAæA AR 1700/7e00,ss50,17700,0,0,o,0/ 180 nAmA ox 190&/22s00,17700,0s50,0,0,0,0/ 200 DATA Aas 2100/1200,1200,1200,0,0,0,0/ 220 DATA AP,Aæ,0P,0æ ÉÉWzå1l¿87;}a9å°'°'°°°/ 250 FE=100-cR_c_M_NI_sI 260 s102=0 270 0R50A=0 200 m0=0 290 FE0=0 500 T02=0 510 mA=0 520 z2=0 525 cR1=0R 550 s0RAP=0 540 PRINT,“ TIME QEMP %c %CR %@E %SI MN co P " šåg šššgm gšåšâñ(1.s T_A60),c,0R,FE,sI,MN,(BX760) ägg âFï0=.14 ExP(_(N1+0R)/19,7) A10 G0 T0 eo .Program 20900 kg _ Stainless steel In-data definition: _ (1) Variablerz T CR C Cl SI M NI M (2) Fixed B RW F IM AR OX starting temperature OC start-chrome start-carbon finished - intended carbon content start-silicon start- manganese starting nickel starting metal weight in kg system pressure (1 at) refractory material weight (working lining in kg (ﬂ a ﬂ ua kg) factor for the part of working lining, which takes part in the heat capacity of the system (0.5š total number of steps during oxygen blowing ( 5) argon flow rates in Nmš / h during different steps (Nm5 / h -_0 ° c and 760 mm ng (200, 255, usa) oxygen flow rates in Nm / h during different periods (601, 466, 255) 721læ068-4 21 ABS = is on flow rate in Nmš / h through the housing (Bg / two nozzles) HL = constant state heat loss expressed as OC / min AP = argon manometer pressure in kg / cm2 OP = oxygen manometer pressure in kg / cm2 to be established OT = oxygen inlet temp. OC in the factory AT = argon inlet temp. ° C FE =% iron SIO2 = oxide of Si CRÖO4 = oxya of Cr MNO = oxide of Mn FEO = oxide of Fe TO2 = total m5 of oxygen TA = total m5 of argon Z2 = time of oxygen blowing AFEO = activity of FeO GRI =% start-chromium AMNO = activity of MnO AR (I) = argon correction for temperature and pressure oX (I ) = oxygen run correction for temperature and pressure z = calculation time (šsec) PT = printing time in min ASIO2 = activity of S102 AGR504 = activity of Cr O SIW = weight of Si in mešaïl in kg MNW = weight of Mn in metal in kg CRW = weight of Cr in metal in kg FEW = weight of Fe in metal in kg NIW = weight of Ni in metal in kg CBR = carbon removed as CO in kg CBR = chromium oxidized in kg CIR = silicon oxidized in kg MNR = manganese oxidized in kg FER = iron Qxiaerat 1 kg TM = total moles of metals XFE = mole fraction of iron AKCR = equilibrium constant of chromium and carbon reaction ACE = activity of chromium AC = activity of carbon PCR = partial pressure of CO with respect to chromium reaction 72 "âle'068" l + '22 AKSI = equilibrium constant of silicon and carbon reaction ASI = activity of silicon PSI = partial pressure of CO with respect to silicon reaction AK MN = equilibrium constant of Mn and carbon reaction AMN = activity of Mn PMN = partial pressure of CO with respect to Mn reaction AKFE = equilibrium constant of Fe and C reaction AFE = mole fraction of Fe PFE = partial pressure of CO with respect to Fe reaction A = argon in m / min 02 = oxygen in m5 / min ACTOX =% oxygen in mixture of oxygen and argon L = kg moles of metals CALOX =% oxygen calculated by Nelson Griffing formula ECB = temp. Increase due to carbon oxidation in OC EGR = temp. Increase due to Cr oxidation in OC EMN = temp. Increase due to Mn oxidation in OC ESI = temp. Increase due to Si oxidation in OC EFE = temp. Increase in due to Fe oxidation in ° C AHL = temp. fall due to heating of argon in OC / min E = temp. increase in systems in ° C TMIN & TMAX specifies the temperature band SW = weight of slag SSIO2 =% SiO2 in slag SFEO =% Fe0 in slag SCR§O4 =% Cr5O4 in slag SMNO =% MnO in slag SCRAP = amount of scrap to cool the bath S = amount of scrap at some point CS = carbon in scrap in kg SIS = k isel in scrap in kg MNS = manganese in scrap in kg CRS = chromium in scrap in kg FES = iron in Scrap in kg 721406841 25 AODNG 400 REAL MN, NI M NNE MNW MO N W 3 i. 110 n1MENsI0N AR¿7), 0x (7§, Anš (HL (7) 120 nAmA B, m, 0R, c, c1, sI, nN NI, M, ñw, F 15o & / 1,276s, 19.5, .52, .05, .2s, 1.04,9.75,4s200,4oo00, .5 / 140 DAæA IM, _ 450 & / 5/160 DAæA AR 1700 / 7e00, ss50,17700,0,0, o, 0/180 nAmA ox 190 & / 22s00,17700,0s50,0,0,0,0 / 200 DATA Aas 2100 / 1200,1200,1200,0,0,0,0 / 220 DATA AP, Aæ, 0P, 0æ ÉÉWzå1l¿87;} a9å ° ' ° '°°° / 250 FE = 100-cR_c_M_NI_sI 260 s102 = 0 270 0R50A = 0 200 m0 = 0 290 FE0 = 0 500 T02 = 0 510 mA = 0 520 z2 = 0 525 cR1 = 0R 550 s0RAP = 0 540 PRINT , “TIME QEMP% c% CR% @ E% SI MN co P" šåg šššgm gšåšâñ (1.s T_A60), c, 0R, FE, sI, MN, (BX760) egg âFï0 = .14 ExP (_ (N1 + 0R) / 19.7) A10 G0 T0 eo.

A20 40 I=I+1 X 450 PRINæ,z2,c,T 1.s_4e0 A00 eo conmlnnzx x .A20 40 I = I + 1 X 450 PRINæ, z2, c, T 1.s_4e0 A00 eo conmlnnzx x.

A50 AR(1 =AR(1 x(((AP+1A.s)/170.8) (520/(Am+Aeo)))".5+ARs(I) äeg gx(I5=ox(I (((0P+1A_s)/17A.s)*(520/(0m+Ae0)))".5 7 =.O 400 PT=5 490 As102=.05 500 A0R50A=.15 510 m1mE=0x X 520 SIw=xI§M .01 550 0w=c M .01 540 Mw=Mm¿ 01 550 CRW=CRxMx_ 01 560 FEw=FE Mx.01 570 NIw=NI*M .01 500 17 00NmINUE 590 CBR=0 600 0RR=0 610 SIR=O 620 MNR=O 650 FERAO 5 " 640 TM=0/12+s1¿28+NN/50;95+CR/52+FE/55_a5+N1/5a;69 050 xFE=FE/(TM 55.85) 721ä068~4 24 660 AxcR=ExP10(-12420/T+s.15; 670 AcR=ExP10(AL001o(cn)_,;2 0)- 3 x 680 Ao=ExP1o(§I0010(cš+_22xc+.1o6 SI-.012*nN+.012 NI-_024*0n) 690 PcR=(AKOR (A0R504A"_25 A0)/(AcR)".75 700 AKs1=E§P10(-14500 T+s.15¿ 710 ASI=SI EX§1o(.166 c+x112 sl) 720 2s1=(AKSI (AsI02)".5 A0)/(AsI)".5 750 Axmm-ExP1o(-11050/m+?.s5) x 740 An=EXP1o§AL0G¿0(n)-.0027 MN) 750 PMN=(AKn Anmo Ao)/ANN. 760 AKFE=ExP10(-5115/æ+4.es) 770 AFE=xFE 780 PFE=(AKFE*AFE0“Ac)/AFE 790 A=AR(1) 60 600 02=0x(1 /go 005 AcT0x=100 02/go2+A) X 807 GAI0X=(150o0/ ((CRI/C) (EXP1o(15a0o/T_a.46)))-1))".5 810 IF(PSI-P0R)27 27,29 ~ 820 27 IFÉPSI-PnNš2s,2a,55 650-20 ší Ps:-ïﬁš 14ê10,Å6T ) sno 4 P o ,B , ,cBR2 850 sIR=2Éš.É§(02§å/5871032/12) 860 P=Ps1 670 G0 To 22 2 880 29 IFÉPMN-PCRš55,55,26 690 55 :F PMN-PFE 15 15,16 900 15 CALL P0(PMN,oå,B,A,T,cBR) 910 P=MN x X 920 mR=54_95 (0,2 2/5a7_oBR/12) 950 00 mo 22 940 26 IF (PFE-P0R)16,16 20 950 1601110, PG(1=FE,02,B,Å,T,CBR) 960 P=PFE K x 970 FEn=55.s5 (02 2/507-032/12) 9s0~00 mo 22 990 20 CALL Pc(P0R,02,B,A,m,0Ba) 1000 P=r0R X 3 K 1010 cRR=52 _75 (02 2/587-002/12) 1020 22 CONTINUE 1050 M=M_(0BR+sIR+cRR+m0R+FER)*z1 1040 L=M/5; X x x 5 1050 Ecß=zxcBRx2554s/(12x(LX10;5+F“Rw:_2Z))I 1060 E0n=z 022 529092/(5 52 (L 10.5+F nu _27)) 1070 EM=Z§MNR“79675/<55* L* 0.5+F* W* 27) 1000 Es1=zxsIR:161096/(2§¿(¿š10_5+§§Rw*_27;) 1090 EFE=2 Fﬁg 501754<56 (L 10.5§F Rw*.27>) 1110 AHL=s072 A/(587 0¥1o.5+§ nw _27)) 1120 E=EcB+E0R¿EsI+EMN+EFE_z (AHL+HL(I)) 1150 cw=0w-0sR z 1140 m=m;E _ 1150 s1w=sIw_s1R*z 1160 Mw=MNw-nR*z 1170 cRw=0Rw_0RR“z ' 1180 FEw=FEw_FER*z 1190 c=100*0w/M 1200 IF(æ-19o0)61,61,65 1210 65 mMIN=19s5.6-;59.s*c_¿16.6*(0)~2+2_14*(0)~5 1220 muAx=2059_104.1 c_52_29 (0)"2_1a5_4*(0)"5 1250 1F(T_TmAx)61,61,62 x X x 1240 62 s=((m_(mMAx+mmIN)/2) (L 1o.5+Rw F*_27))/(2*540) 7214068-4 25 1250 0s=.0005“S 1260 cRS=.182¿*s 1270 MNs=.015 s 1280 s1s=.005“S X 1290 FEs=((100-.05-18.25-8.5_1_5__5) s)/100 1500 0w=0w+0s 1510 0Rw=0nw+0Rs 1520 Mw=nNw+MNs 1550 sIw=sIw+sIs 1540 FEw=FEw¿FEs 3 X X 1550 T=T_((s 540)/(L 10.5+Rw F.27)) 1560 M=M+S 1570 scRAP=scRAP+s 1580 61 cgmmïnuz 1590 0=0w 190/M 1400 0R=0Rwx100/M 1410 sI=100 SIW/M 1420 MN=100 1450 FE=100 FEw/M 1440 NI=100“N1w/M x X 1450 0R504=c8504+0§Rxz 1,4614 1460 sI02=sI02+s¿Rxz 2,1591 1470 M0=MN0+mmRxzx1.2915 1480 8E0=4E0+F8§ z 1.2865 1490 mo2=w02¿02 z 1500 T4=æA+A z 1510 z2=z2+z 1520 æ1ME=m1ME+z 5 X 1540 TM0N=1985.6_159.8 0-116,6*(c)~2+2_14*(c)~5 1550 1F(m-mMIN)8,8,65 1560 65 1F(Acæ0x_oAL0x>8,8,7 1570 7 IF(I-IM)40,8,8 1580 8 c0Nm1NUE AODNG 15:49 TSS 09/07/71 (1250) 1590 IF(c_c1)10 11,11 1600 11 c0NmINUÉ 1610 IF(mIME_PT)55,54,54 1620 55 00NmINUE 1650 G0 To 17 1640 54 m1ME=0 X 1650 PRINm 18,z2,(1.8 T_46o) c,0R,FE,sI,MN 1660 18 F0RMAm(F6.1,16,F7.5,åF7_2,2F6.2,15S 1670 G0 mo 17 x 1680 10 PRINT 18,Z2,(1.8 T-460),0,cR,FE,sI,MN,(P*760) 1690 PRINæ,æA,m02,s0RAP 1700 sw=s102+08¿04+FE0+nN0 1710 ss102=s1g8 100/sw 1720 sFE0=FE0 100¿8w 1750 s0R504= 5504 100/Sw 1740 smm0=MN0 100/sw 1750 PRINT HMETAL SLAG 08504 F80 M0 040 s102 4 1760 PRINT 58 m,sw,s0R504,sFE0,snN0,0A0,ss102 1770 58 F0RmAè(16,16,F7.1.F5.1,5F6.1) 1780 9 sm0P 1790 END 1800 sUBR0umINE P0(P,02,8,A,æ,c8R) 721ä068-4 26 1810 /I|F(PšÉâ“o,21:%l.l5fB/§âx02+-^-)))'19,2»2 1815 9 I - , 183% à cåR-gà$'12/58?š*(P/(B-P)) 18 ø o 1825 17 CBR-* > 1827 _97 commuzx x 1850 IF (cBR- (2 øê/šgﬂ 12))5,3,2 1340 2 cBR-(â o2/š87) 12 1850 5 RETURN 1860 'l 870 READYA50 AR (1 = AR (1 x ((AP + 1A.s) / 170.8) (520 / (Am + Aeo))) ". 0P + 1A_s) /17A.s) * (520 / (0m + Ae0))) ". §M .01 550 0w = c M .01 540 Mw = Mm¿ 01 550 CRW = CRxMx_ 01 560 FEw = FE Mx.01 570 NIw = NI * M .01 500 17 00NmINUE 590 CBR = 0 600 0RR = 0 610 SIR = O 620 NMR = O 650 FERAO 5 "640 TM = 0/12 + s1¿28 + NN / 50; 95 + CR / 52 + FE / 55_a5 + N1 / 5a; 69 050 xFE = FE / (TM 55.85) 721ä068 ~ 4 24 660 AxcR = ExP10 (-12420 / T + s.15; 670 AcR = ExP10 (AL001o (cn) _ ,; 2 0) - 3 x 680 Ao = ExP1o (§I0010 (cš + _22xc + .1o6 SI- .012 * nN + .012 NI-_024 * 0n) 690 PcR = (AKOR (A0R504A "_25 A0) / (AcR)". 75 700 AKs1 = E§P10 (-14500 T + s.15¿ 710 ASI = SI EX §1o (.166 c + x112 sl) 720 2s1 = (AKSI (AsI02) ". 5 A0) / (AsI)". 5 750 Axmm-ExP1o (-11050 / m + ?. s5) x 740 An = EXP1o§AL0G ¿0 (n) -. 0027 MN) 750 PMN = (AKn Anmo Ao) / ANN. 760 AKFE = ExP10 (-5115 / æ + 4.es) 770 AFE = xFE 780 PFE = (AKFE * AFE0 “Ac) / AFE 790 A = AR (1) 60 600 02 = 0x (1 / go 005 AcT0x = 100 02 / go2 + A) X 807 GAI0X = (150o0 / ((CRI / C) (EXP1o (15a0o / T_a.46)) ) -1)) ". 5 810 IF (PSI-POR) 27 27.29 ~ 820 27 IFÉPSI-PnNš2s, 2a, 55 650-20 ší Ps: -ï ﬁ š 14ê10, Å6T) sno 4 P o, B,, cBR2 850 sIR = 2Éš.É§ (02§å / 5871032/12) 860 P = Ps1 670 G0 To 22 2 880 29 IFÉPMN-PCRš55,55,26 690 55: F PMN-PFE 15 15,16 900 15 CALL P0 (PMN, oå, B, A, T, cBR) 910 P = MN x X 920 mR = 54_95 (0.2 2 / 5a7_oBR / 12) 950 00 mo 22 940 26 IF (PFE-P0R) 16.16 20 950 1601110, PG (1 = FE, 02, B, Å, T, CBR) 960 P = PFE K x 970 FEn = 55.s5 (02 2 / 507-032 / 12) 9s0 ~ 00 mo 22 990 20 CALL Pc (P0R, 02, B, A, m, 0Ba) 1000 P = r0R X 3 K 1010 cRR = 52 _75 (02 2 / 587-002 / 12) 1020 22 CONTINUE 1050 M = M_ (0BR + sIR + cRR + m0R + FER) * z1 1040 L = M / 5; X xx 5 1050 Ecß = zxcBRx2554s / (12x (LX10; 5 + F “Rw: _2Z)) I 1060 E0n = z 022 529092 / (5 52 (L 10.5 + F nu _27)) 1070 EM = Z§MNR“ 79675 / <55 * L * 0.5 + F * W * 27) 1000 Es1 = zxsIR: 161096 / (2§¿ (¿š10_5 + §§Rw * _27;) 1090 EFE = 2 F ﬁ g 501754 <56 (L 10.5§F Rw * .27>) 1110 AHL = s072 A / (587 0 ¥ 1o.5 + § nw _27)) 1120 E = EcB + E0R¿EsI + EMN + EFE_z (AHL + HL (I)) 1150 cw = 0w-0sR z 1140 m = m; E _ 1150 s1w = sIw_s1R * z 1160 Mw = MNw-nR * z 1170 cRw = 0Rw_0RR “z '1180 FEw = FEw_FER * z 1190 c = 100 * 0w / M 1200 IF (æ-19o0) 61 , 61.65 1210 65 mMIN = 19s5.6-; 59.s * c_¿16.6 * (0) ~ 2 + 2_14 * (0) ~ 5 1220 muAx = 2059_104.1 c_52_29 (0) "2_1a5_4 * (0) "5 1250 1F (T_TmAx) 61.611.62 x X x 1240 62 s = ((m_ (mMAx + mmIN) / 2) (L 1o.5 + Rw F * _27)) / (2 * 540) 7214068- 4 25 1250 0s = .0005 “S 1260 cRS = .182¿ * s 1270 MNs = .015 s 1280 s1s = .005“ SX 1290 FEs = ((100-.05-18.25-8.5_1_5__5) s) / 100 1500 0w = 0w + 0s 1510 0Rw = 0nw + 0Rs 1520 Mw = nNw + MNs 1550 sIw = sIw + sIs 1540 FEw = FEw¿FEs 3 XX 1550 T = T _ ((s 540) / (L 10.5 + Rw F.27) ) 1560 M = M + S 1570 scRAP = scRAP + s 1580 61 cgmmïnuz 1590 0 = 0w 190 / M 1400 0R = 0Rwx100 / M 1410 sI = 100 SIW / M 1420 MN = 100 1 450 FE = 100 FEw / M 1440 NI = 100 “N1w / M x X 1450 0R504 = c8504 + 0§Rxz 1.4614 1460 sI02 = sI02 + s¿Rxz 2,1591 1470 M0 = MN0 + mmRxzx1.2915 1480 8E0 = 4E0 + F8§ z 1.2865 1490 mo2 = w02¿02 z 1500 T4 = æA + A z 1510 z2 = z2 + z 1520 æ1ME = m1ME + z 5 X 1540 TM0N = 1985.6_159.8 0-116.6 * (c) ~ 2 + 2_14 * (c) ~ 5 1550 1F (m-mMIN) 8,8,65 1560 65 1F (Acæ0x_oAL0x> 8,8,7 1570 7 IF (I-IM) 40,8,8 1580 8 c0Nm1NUE AODNG 15:49 TSS 09/07/71 (1250) 1590 IF (c_c1) 10 11,11 1600 11 c0NmINUÉ 1610 IF (mIME_PT) 55,54,54 1620 55 00NmINUE 1650 G0 To 17 1640 54 m1ME = 0 X 1650 PRINm 18 , z2, (1.8 T_46o) c, 0R, FE, sI, MN 1660 18 F0RMAm (F6.1,16, F7.5, åF7_2,2F6.2,15S 1670 G0 mo 17 x 1680 10 PRINT 18, Z2, ( 1.8 T-460), 0, cR, FE, sI, MN, (P * 760) 1690 PRINæ, æA, m02, s0RAP 1700 sw = s102 + 08¿04 + FE0 + nN0 1710 ss102 = s1g8 100 / sw 1720 sFE0 = FE0 100¿8w 1750 s0R504 = 5504 100 / Sw 1740 smm0 = MN0 100 / sw 1750 PRINT HMETAL SLAG 08504 F80 M0 040 s102 4 1760 PRINT 58 m, sw, s0R504, sFE0, snN0,0A0, ss102 1770 58 F0RmAè ( , 16, F7.1.F5.1,5F6.1) 1780 9 sm0P 1790 END 1800 sUBR0umINE P0 (P, 02,8, A, æ, c8R) 721ä068-4 26 1810 / I | F (PšÉâ “o, 21:% l.l5fB / §âx02 + - ^ -))) '19,2» 2 1815 9 I -, 183% à cåR-gà $ '12 / 58? Š * (P / (BP)) 18 ø o 1825 17 CBR- *> 1827 _97 commuzx x 1850 IF (cBR- (2 øê / šg ﬂ 12)) 5,3,2 1340 2 cBR- (â o2 / š87) 12 1850 5 RETURN 1860 'l 870 READY

Claims

e - * “~ a _ a 7214068-4 P7 fatentkrav

1. l. A method of producing steel by freshening a predetermined mass of molten metal containing carbon and iron, enclosed in a refractory lined vessel with means for injecting oxygen and a diluent gas and an adjustable control means for regulating flow. the velocity of each individual gas, characterized in that the following steps are performed: a) Sets a first flow rate for the oxygen and a first flow rate for the dilution gas by means of the adjustable control means. b) uses a computer to perform the following sequence of steps: 1) calculating a plurality of activity coefficients from data corresponding to the initial setting of the flow rate of each gas and from the initial composition, weight and temperature of the mass of metal in order to define the the thermodynamic activities of each element in terms of the percentage of the element and the dependence on the percentage of the other elements in the mass, with the activity of iron being equal to its mole fraction and the activities of the oxides of each element having predetermined values; 2) calculating the theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide for the oxidation reaction for each element by the activity coefficients at the given temperature; 3) calculation of the absolute maximum partial pressure of carbon monoxide, assuming that all of the injected oxygen reacted exclusively with the carbon; H) comparing the absolute maximum partial pressure of carbon monoxide from .3) with the lowest theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide from -2), and if the theoretical partial pressure is greater than the absolute maximum partial pressure, the amount of oxidized carbon and a new metal analysis and temperature is calculated for the composition, based on the first flow rates, and if the theoretical partial pressure is less than the absolute maximum partial pressure, amounts of oxidized carbon and a new metal analysis and temperature is calculated for the composition from the theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide and the first the flow rates, Z 5) providing an indication of the newly calculated carbon content of the pulp, 6) comparing the amount of oxidation of a specific individual i iififmaëeài-iiël 2ö element in the pulp with a pre-established oxidation limit for this specific element ,. I 7) providing an indication for resetting the adjustable gas flow control means and increasing the proportion of the dilution gas if the amount of oxidation of the specific element would be at least equal to the pre-established limit of oxidation, c) setting the adjustable gas flow control means in according to the indication provided in steps b), 7), d) repeating the sequence of step b) at predetermined time intervals of less than 2 minutes until the carbon content indicated in step 5) has fallen below at least a predetermined value.

2. A method according to claim 1, characterized in that the time intervals predetermined in step d) are between 3 to 30 seconds.

3. A method according to claim 2, characterized in that the diluent gas is helium, neon, argon, krypton, nitrogen, xenon or a mixture thereof. 7

4. A method according to claim 1, characterized in that the theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide for each element is calculated, using the computer, according to the following equations: »7 (1) K = Exponential (-RT) l * ve <2) 1 <= than Pco í aMx Oy ac Where: K = equilibrium constant, APO = standard free energy of the reaction; T = temperature (° K); R is the gas constant; M is each metallic element; C and O represent carbon and oxygen; x and y are integers representing the chemical composition of the metallic oxide in question, aM = activity of a specific element, ac = activity of dissolved carbon and = theoretical equilibrium partial pressure of carbon monoxide.

5. A method according to claim H, characterized in that the computer is used in step b) to perform the following further steps, 8) selecting a temperature band from a pre-established acceptable temperature band correlative with the carbon content calculated in Pco nad in step H), 9) comparing the temperature of step 4) with the selected temperature band according to step 8) and providing an indication to heat the molten mass if this temperature is below the selected temperature band and to cool it, respectively. melt the mass if this temperature is above the selected temperature band.

6. A method according to claim 5, characterized in that before step c) the molten mass is heated in accordance with the result of step 9) by resetting the controllable gas flow control means to a second value wherein the ratio of oxygen to diluent gas is at least equal to the first setting and that the sequence from step 1) is repeated until the temperature reached in step 4) is within the desired temperature band.

A method according to claim 5, characterized in that before step c) the molten mass is heated according to the result of step 9) by adding a deoxidizing agent to the molten mass and that the sequence of steps starting with step 1) is repeated until that the temperature reached in step 4) is within the desired temperature band.

8. A method according to claim 7, characterized in that silicon, aluminum, manganese, ferro-silicon, ferrochrome and / or ferro-manganese are used as the deoxidizing agent.

A method according to claim 5, characterized in that before step c) the molten mass is cooled according to the result of step 9) by inhibiting the flow of oxygen and diluent gas for a predetermined period of time and that the sequence of steps from step 1) up - scratched until the temperature from step 4) is within the desired temperature band.

Method according to claim 5, characterized in that before step c) the molten mass is cooled in accordance with the result of step 9) by adding a coolant and that the sequence of steps is repeated from step 1) until the temperature from step 4 ) is within the desired temperature band.

11. ll. A method according to claim 10, characterized in that solid scrap material is added as coolant.

12. A method according to claim 11, characterized in that the amount of scrap material to be added is calculated according to the following equation: § 7214n6s-4 where: S = the amount of scrap, T = the absolute temperature K of the melt at the end of a predetermined time interval, Tmax = the upper temperature limit of the desired_temperature range; Tmín the temperature limit of the desired temperature range and C is a pro- = the lower proportionality coefficient.

13. A method according to claim 10, characterized in that steam and / or carbon dioxide are added as a coolant.

14. A method according to claims 1 and 5, characterized in that in step 3) the amount of oxidation of iron is compared with a limit value which has been established in advance for each predetermined time interval.

15. A method according to claim 5, characterized in that the composition additionally contains chromium.

16. A method according to claim 15, characterized in that the composition additionally contains silica and manganese.

17. A method according to claim 16, characterized in that the composition also contains nickel.

18. A method according to claim 15, characterized in that the composition additionally contains nickel, molybdenum and niobium.

19. A method according to claim 16, characterized in that in step 6) the amount of oxidation of chromium is compared with a limit value which has been established in advance for each time interval in accordance with the following equation: _ P _ 7 Volume 02 13 000 '-15 _ = '__ "* _. ~ =, 2 1 where Fo is the flow of oxygen, FIG is the flow of inert gas, percent chromium is the amount of chromium by weight% that should remain in the molten bath at the end of each time interval, percent C is the amount of carbon in% by weight at the end of each time interval and T is the absolute temperature ~ J (K... turn / at the end of each time interval. '1 v 21 4 oi ﬁ ás) \ J ~ l 14

20. A method in which in step 6) it is compared with niobium according to claim 17, characterized by the amount of oxidation of one of the elements chromium, molybium - a limit value which has been determined in advance for each of these elements and for each time interval.

21. A method according to claims 1 and 5, characterized in that the adjustable control means comprises a predetermined number of independent settings arranged in a predetermined sequence with each setting defining a fixed ratio of oxygen to diluent gas and that the output signal of the computer is connected to the adjustable control means for automatically advancing said means in step c) from one position to the next position once the oxidation of the selected element for the comparison in step 6) is at least equal to the limit value for this element. I I

The method according to claim 1, characterized in that instead of steps 5) to 7) the following steps are performed: 5 ") providing an indication of the remaining amount of carbon in the pulp from step 4), 6 ') comparing the carbon level of step 5 ') having a plurality of carbon level ranges, each region corresponding to a stand-alone position of the adjustable gas flow control means, and selecting the carbon level in which the value of 5') lies, 7 ') providing an indication of setting the off of the adjustable gas flow control means. corresponding to the area selected in step 6 '), and that the sequence according to step d) is repeated until the carbon level indicated in step 5') reaches a pre-established final level.

23. A method according to claim 1, characterized in that instead of steps 5) to 7) the following steps are performed: 5 ") providing an indication to advance to the next setting of the adjustable gas flow control means when a predetermined time interval has elapsed, and 6 ") comparative carbon level, determined in step U) with a predetermined value, 7") advancing the control means to the next setting and that the sequence according to step b) is repeated until the carbon level in step Ä) is equal to or below that in 2U. A method according to claim 1, characterized in that instead of steps 5) to 7) the following steps are performed: a, i, t f1 21; 1; i @ 6íßa-Li w 5 "') providing an indication of the remaining amount of carbon from step ß), 6 "') comparing the temperature established in step U) with a plurality of temperature ranges, each range corresponding to a stand-alone position in the adjustable gas flow control means, and selecting the temperature range in which the value of step 4) is located, and 7 "') providing an indication for setting the adjustable gas flow control means according to the temperature range selected in step s" "). BEFORE PUBLICATIONS: Sweden patent applications 9,727 / 72_ (C21C 5/30), 2,658/71 (C21C 5/28) US 3,619,174 (75-60), 3,046,107 (75-59)