DE2253480C3

DE2253480C3 - Verfahren zum Entkohlen einer Metallschmelze

Info

Publication number: DE2253480C3
Application number: DE2253480A
Authority: DE
Inventors: Edwin Francis Niagara Falls Bauer; Roger Nels Katomah Dokken; Robert Amos Lewiston Hard; Umesh Kumar Peekskill Malhotra
Original assignee: Union Carbide Corp
Current assignee: Union Carbide Corp
Priority date: 1971-11-01
Filing date: 1972-10-31
Publication date: 1978-03-16
Also published as: DE2253480B2; CA975565A; IT966875B; SE413780B; AU4833272A; FR2161942A1; FR2161942B1; JPS5226212B2; AT339938B; JPS4852603A; BR7207623D0; ATA927772A; US3816720A; DE2253480A1; ES408142A1

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Entkohlen einer Kohlenstoff und Eisen enthaltenden Metallschmelze, bei dem in die in einem feuerfest ausgekleideten Gefäß untergebrachte Schmelze Sauerstoff und Verdünnungsgas in einstellbaren Durchflußmengen eingeblasen werden.

Wenn Stahl mit Sauerstoff entkohlt wird, besteht ein Gleichgewicht zwischen den Metallen, dem Kohlenstoff und Sauerstoff bei der betreffenden Temperatur und dem jeweiligen Druck. Dieses Gleichgewicht bestimmt das Ausmaß, bis zu dem Kohlenstoff aus der Schmelze entfernt werden kann, ohne daß metallische Bestandteile, insbesondere Chrom, oxydiert werden. Es ist bekannt (US-PS 30 46 107, US-PS 32 52 790, DE-OS 19 53 888), daß die thermodynamische Aktivität innerhalb des Schmelzbades und das zwischen den Elementen und der sich entwickelnden Gasatmosphäre hergestellte Gleichgewicht beeinflußt werden können, indem der Sauerstoff mit einem inerten Gas verdünnt wird.

Der Grenzwert, bis zu dem die Temperatur erhöht werden kann, beruht auf praktischen und wirtschaftlichen Erwägungen, wobei insbesondere der Einfluß von hohen Temperaturen auf die Lebensdauer der Auskleidung des Gefäßes sowie auf die Lebensdauer der Düsen eine Rolle spielt, die erforderlich sind, um den Sauerstoff und das inerte Gas von einer unter der Schmelzbadoberfläche liegenden Stelle aus in die Schmelze einzublasen. Wirtschaftliche Erwägungen sind bei der Verdünnung des Blassauerstoffs mit inertem Gas zu berücksichtigen, weil dabei, ganz abgesehen von den unter Umständen erheblichen Kosten des inerten Gases. die Stahlproduktion entsprechend dem prozentualen Volumen des zugegebenen inerten Gases verringert wird.

Bislang galt die Hauptsorge der Verringerung des Kohlenstoffgehalts der Schmelze auf einen vorbestimmten Wert bei minimalen Oxydationsverlusten der übrigen Elemente. Bis auf das Bemühen, eine rasche Zerstörung der feuerfesten Auskleidung durch sorgfältige Temperaturüberwachung zu verhindern, wurde der Prozeß unter Inkaufnahme einer verhältnismäßig geringen Stahlproduktionsrate und ohne Rücksicht auf die Menge des verwendeten inerten Gases durchgeführt. Die Nichtberücksichtigung der Wirtschaftlichkeit war dadurch gerechtfertigt, daß es unmöglich war, dem Schmelzbad während des Fertigungsvorganges periodisch Proben zu entnehmen, um das Ausmaß der Metalloxydation und die tatsächliche Badtemperatur zu % Cr ;,
_{% r} ant.log

13 000
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gekennzeichnet, daß das bestimmte Element, fü welches der Umfang der Oxydation mit einem vorgegebenen Oxydationsgrenzwert verglichen wird. Chrom, Molybdän oder Niob ist und de Grenzwert der Oxydation für jedes Element und fü jedes vorbestimmte Zeitintervall vorherbestimm wird.

bestimmen. Es wurde für wesentlich zweckmäßiger gehalten, eine brauchbare Zusammensetzung der erhaltenen Schmelze sicherzustellen, als die Herstellung einer Fehlcharge durch Erhöhen der Produktionsge-

2s schwindigkeit und Einsparen von inertem Gas zu riskieren. Bestenfalls wurden bestimmte allgemeine Anhaltspunkte durch praktische Erfahrung empirisch vorgegeben, an Hand deren das Verdünnungsverhältnis in festen Zeitabständen und für einen angenommenen Temperaturzustand einer speziellen Schmelze unter Verwendung einer vorbestimmten Zusammensetzung der feuerfesten Auskleidung geändert wurde.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, eil Verfahren zum Entkohlen einer Metallschmelze zu schaffen, das es erlaubt, an Hand nur der anfänglichen Zusammensetzung, des Gewichts und der Temperatur auf reproduzierbare Weise eine vorbestimmte Endzu sammensetzung unter den wirtschaftlich günstigsten Bedingungen zu erhalten, und eine verhältnismäßig hohe Produktionsgeschwindigkeit sicherzustellen.

Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß durch eine der in den Ansprüchen 1 bis 4 beschriebenen Verfahrens weisen gelöst.

Das Verfahren nach der Erfindung beruht auf der

4s theoretischen Annahme, daß sich der Sauerstof während jedes kleinen Zeitintervalls mit Kohlenstofl vereinigt, bis ein ausreichender Kohlenmonoxiddruck aufgebaut ist, so daß eine weitere Vereinigung von Sauerstoff mit Kohlenstoff dadurch ausgeschlossen wird, daß Sauerstoff dasjenige metallische Elemen bevorzugt, dessen Oxid bei der Reduktion der niedrigsten Gleichgewichtspartialdruck von Kohlen monoxid liefert Von dieser Annahme ausgehend, kann aufgrund eines theoretischen mathematischen Modell; in vorbestimmten Zeitintervallen der niedrigste Gleich gewichtspartialdruck von Kohlenmonoxid berechne werden, an Hand dessen Zusammensetzung, Gewichi und Temperatur der Schmelze neu bestimmt und die Gasdurchflußmenge bzw. das Verdünnungsverhältni; automatisch oder von Hand nachgestellt werder können, um den Prozeß zu optimieren. Das mathemati sehe Modell simuliert die komplizierten natürlicher Prozesse, die hinsichtlich der Reaktionsthermodynamik der Wärmebilanz und des Massengleichgewichts in den feuerfest ausgekleideten Gefäß ablaufen, wodurch der weitere Verlauf der Charge vorhergesagt werden kann Die mathematischen Berechnungen können zwar vor einer Bedienungsperson durchgeführt werden; in der

Praxis könnte dies jedoch nicht ausreichend rasch geschehen. Zur praktischen Durchführung des Verfahrens wird infolgedessen ein Rechner eingesetzt.

Vorteilhafte weitere Ausgestaltungen der Erfindung ergeben sich aus den Unteransprüchen.

Die Erfindung ist im folgenden an Hand von Ausführungsbeispielen näher erläutert. In den Zeichnungen zeigt

Fig. 1 ein schematisches Schaubild einer entsprechend dem vorliegenden Verfahren arbeitenden Entkohlungsanlage,

Fig. 2 und 2a zusammen den logischen Plan eines bevorzugten Programms zur Durchführung des vorliegenden Verfahrens,

Fi g. 3 ein empirisch ermitteltes Kurvcnblatt, das den Faktor Ffür denjenigen Teil des feuerfest ausgekleideten Gefäßes angibt, der zum Wärmeinhalt des Systems beiträgt,

Fig.4 ein Kurvenblatt, das den im stationären Zustand auftretenden Temperaturverlust des Schmelzbades als Funktion der Schmelzbadgröße veranschaulicht,

F i g. 5 ein empirisch ermitteltes Kurvenblatt, aus dem ein brauchbares Band von Schmelzbadtemperaturwerten für entsprechende Kohlenstoffgehalte zu entnehmen ist,

Fig. 6 ein empirisch ermitteltes Kurvenblatt, das einen alternativ verwendbaren brauchbaren Temperaturbereich für entsprechende Kohlenstoffgehalte des Schmelzbades veranschaulicht, und

F i g. 7 einen vereinfachten logischen Plan des in den Fig. 2 und 2a veranschaulichten bevorzugten Programms, der eine Abwandlung hinsichtlich der Änderung des Verdünnungsverhältnisses des Sauerstoffs darstellt.

Fig. 1 zeigt schematisch eine Frischanlage zum Entkohlen von Stahl mit einem feuerfest ausgekleideten Konverter 10, in den eine vorbestimmte Menge von geschmolzenem Metall 12 eingebracht ist. Die Schmelze kann im wesentlichen aus Eisen und Kohlenstoff bestehen, wenn das gefrischte Endprodukt ein kohlenstoffarmer Stahl ist. Bei einem rostsicheren Stahl kann die Schmelze dagegen im wesentlichen aus Eisen, Kohlenstoff und Chrom sowie gegebenenfalls Nickel und in geringem Umfang weiteren Legierungsbestandteilen, wie Silizium und Mangan, bestehen. Bei einer Nickelbasislegierung kann der Ausgangsstoff im wesentlichen aus Kohlenstoff, Eisen, Nickel, Chrom, Molybdän und Niob bestehen. Das Verfahren ist nicht auf eine bestimmte Stahlausgangszusammensetzung beschränkt; auch kommt es nicht wesentlich ?uf den ursprünglichen Prozentsatz eines der Bestandteile an.

Sauerstoff wird über einen Sauerstoffmengenregler 18 zugeführt der die Durchflußmenge des Sauerstoffs vor dem Einblasen in den Konverter 10 vorgibt. In entsprechender Weise wird ein inertes Verdünnungsgas von einer gesonderten Quelle aus über einen Mengenregler 20 zugeleitet Bei den Reglern 18, 20 handelt es sich um herkömmliche Steuergeräte, die automatisch oder von Hand betätigt werden können. Die Gasströme werden innerhalb eines Mischventils 16 zusammengefaßt und vorzugsweise über eine Düsengruppe 14 unmittelbar in die Schmelze 12 eingeblasen. Es können auch andere Gasinjektoren, beispielsweise Keramiklanzen u. dgl, vorgesehen werden. Gesonderte, nicht veranschaulichte Einrichtungen können vorgesehen sein, um den Druck in den betreffenden Gaszuleitungen

Als Verdünnungsgas eignet sich jedes beliebige Gas, das hinsichtlich der Entkohlung inert ist. Vorzugsweise wird mit Helium, Neon, Argon, Krypton, Xenon oder einer Mischung dieser Gase gearbeitet. Auch Stickstoff s kann benutzt werden, allerdings ist dabei Vorsicht wegen möglicher Nebeneffekte geboten. Besonders zweckmäßig ist Argon. Die Produktionsgeschwindigkeit, ausgedrückt als die zur Entkohlung erforderliche Zeilspanne, wird in erster Linie durch die Temperatur

lu und die Gasdurchflußmengen beeinflußt. Sie kann dadurch maximiert werden, daß die Charge mit der maximalen Gesamtgasdurchflußmenge geblasen wird, die für das betreffende Reaktionsgefäß und die jeweilige Chargengröße erzielbar ist (es handelt sich dabei grob

is um 0,5 bis 1 NmVmin GesamtgasdurchfluBmenge je t Metall) und daß die Durchflußmenge des Sauerstoffs gegenüber der Durchflußmenge an Inertgas hochgehalten wird, bis die feuerfeste Auskleidung durch die hohe Temperatur Schaden zu leiden droht oder bis die Oxydation der Bestandteile der Schmelze — außer Kohlenstoff — vorbestimmte Werte überschreitet. Die Temperatur muß ferner über einer zulässigen niedrigsten Temperatur gehalten werden, so daß die Charge fertiggestellt, abgestochen und in Blockgießformen vergossen werden kann, ohne daß die Gefahr einer vorzeitigen Erstarrung besteht. Temperaturerhöhungen sind auf die im Schmelzbad abgelaufenen Oxydationsreaktionen zurückzuführen, während Temperaturabsenkungen auf der Wärmeabsorption durch das zugeführte inerte Gas und durch Badzusätze sowie auf dem im stationären Zustand eintretenden Wärmeverlust beruhen, dessen Größe von der Badgröße, dem Wärmeinhalt der feuerfesten Auskleidung und der Ummantelung des Gefäßes abhängt.

Die Gasdurchflußmengenregler 18 und 20 werden von Hand oder selbsttätig unter Anwendung eines Digitalrechners derart betätigt, daß ein optimaler Verfahrensablauf bei maximalem Wirkungsgrad sichergestellt ist Bei dem Rechner 22 handelt es sich um eine Allzweckrechenanlage, die vorzugsweise so programmiert ist, daß sie entsprechend dem logischen Plan nach den Fig. 2 und 2a arbeitet. Um das Verfahren auszuführen, müssen in den Speicher des Rechners 22 Daten eingespeichert sein, die kennzeichnend für die verwendeten mathematischen Gleichungen und die benutzten Kennwerte sind. Die für eine bestimmte Charge erforderlichen Eingabedaten sind dann nur noch die anfängliche Metallzusammensetzung, die Temperatur, das Metallgewicht, die ausgewählten anfänglichen Durchflußmengen von Sauerstoff und Inertgas sowie der gewünschte Kohlenstoffendgehalt. Da bekanntlich eine Sauerstoffdurchflußmenge, die mehr als zehnmal größer als die Durchflußmenge des inerten Gases ist für die Düsengruppe 14 schädlich ist, sollte das anfängliche Verhältnis der Durchflußmengen von Sauerstoff und Inertgas kleiner als 10 :1 sein.

Anhand der Anfangsinformationen bestimmt der Rechner 22 mehrere Koeffizienten, welche die thermodynamischen Aktivitäten jedes im Schmelzbad vorhandenen Elements als Funktion der Badzusammensetzung angeben. Unter Verwendung dieser Koeffizienten berechnet der Rechner 22 den Kohlenmonoxidpartialdruck im Gleichgewicht mit Kohlenstoff und der verschiedenen metallischen Elementen sowie deren Oxiden. Es wird davon ausgegangen, daß diejenige Reaktion, die zu dem niedrigsten Gleichgewichtspartialdruck von Kohlenmonoxid führt begünstigt wird und während eines kleinen Zeitinkrements abläuft Dieses

Zeitinkrement ist notwendigerweise größer als Null und wird kleiner als 2 min angenommen; der bevorzugte Bereich liegt zwischen 3 und 30 s. Der Rechner 22 kann infolgedessen ohne Rückführung für eine jeweils auf den neuesten Stand gebrachte simulierte Abfragung (Probenentnahme) bezüglich des Fortschrittes einer Charge sorgen, um zu bestimmen, ob und in welchem Ausmaß das Verdünnungsverhältnis von Sauerstoff zu Inertgas nachgestellt werden soll. Die vom Rechner ermittelten neuen Bedingungen werden selbsttätig in den Speicher eingegeben und für die nächste Iteration anstelle der vorhergehenden Bedingungen benutzt.

Nach dem Einblasen reagiert Sauerstoff sofort mit einem oder mehreren der Metalle, die ihrerseits mit gelöstem Kohlenstoff unter Bildung von Kohlenmonoxid entsprechend der allgemeinen Reaktion

— Μ,Ο.. + C= — M + CO

y - y

reagieren, wobei M ein beliebiges metallisches Element der Schmelze 12, beispielsweise Fe, Cr, Mn, Si usw. ist; C Kohlenstoff und O Sauerstoff darstellt und χ und y ganze Zahlen sind, die die chemische Formel des betreffenden Metalloxids wiedergeben.

Die Gleichgewichtskonstante dieser Reaktion kann berechnet werden aus:

K = exp

(-RT)

wobei K = Gleichgewichtskonstante; AF⁰ = freie Standard-Enthalpie (Energie) der Reaktion; R = Gaskonstante und T = Temperatur (° K). Die allgemeine chemische Reaktion gilt für Reaktionen, an denen beispielsweise Silizium, Mangan, Chrom, Eisen, Nickel und/oder andere Metalle teilnehmen, die in der Schmelze vorhanden sein können. Die betreffenden Gleichgewichtskonstanten werden für jede Reaktion,

ίο

entsprechend der obigen Gleichung unter Verwendung der Daten der untenstehenden Tabelle I berechnet.

Tabelle 1

Freie Standard-Hnthalpie

der interessierenden Reaktionen

ίο Reaktion

.l/·¹"

C + O = CO(g) -4275- 9,84T

V₄ Cr₁O₄ = V₄Cr + 0 61 2OO-27,4T

'/4Cr₁O₄ + C= V₄Cr + CO(g) 56925-37,24T

¹ASiO, = ¹ASi + O 69675-27,5T

¹ASiO, + C = ¹ASi + CO (g)
MnO + Mn + O

MnO + C = Mn + CO (g)
FeO = Fe + 0

_2S FeO + C = Fe + CO (g)

65 400-37,34 T 58 400-25,98 T 54125-35.82T 28 900-12,15 T 24 175-21,99 T

Der theoretische Partialdruck von Kohlenmonoxid

im Gleichgewicht mit Kohlenstoff und den anderen

Bestandteilen des Schmelzbades kann dann unter

Verwendung der in Tabelle II zusammengestellten

Aktivitätswerte aus der Gleichung:

^aM'C

bsrechnet werden, wobei am = Aktivität des betreffenden Elements; ac = Aktivität von gelöstem Kohlenstoff und /*co = theoretischer Gleichgewichtspartialdruck von Kohlenmonoxid.

Tabelle II

Aktivitäten der interessierenden Komponenten

ac (Aktivität von gelöstem Kohlenstoff) = % C χ /_c

f — f^c ν f^Cr ν f*¹' Ji = J c ^x Jc XJc

log/£ = 0,22 χ % C log/? = -0,024 χ % Cr log /J? = 0,012 χ % Ni log /» = 0,106 χ % Si log/M" = 0,012 χ % Mn tfgr (Aktivität von gelöstem Chrom) = % Cr χ /_Cr

/er = /er ^X /ei

log/cr = -0,12 x %C log/g = O _'c ^xJi

11 12

!'(irtsct/ung

i/_Si (Aktivität von gelöstem Silizium) ξ % Sj χ /_Si

/■ _ /C _v rSi
.' Si = ./ Si ^X ./ Si

log /si = 0,166 χ %C

log/IS = 0,112 χ %Si
Uu_n (Aktivität von gelöstem Mangan) = % Mn χ /_M„

f /-Mn

log/"" = -0,0027 χ %Mn

i/_Fe (Aktivität von Eisen) = Molenbruch

0,10 < a_t._ri(,₄ < 0,25

0,025 χ % Mn < a_mo < 0,05 χ % Mn

0,03 < a_si(), < 0,08

a_FM = (0,125 + 0,025) exp Γ 1 : ^50% ^ ^Fe ^ ^100%·

wobei /_c, /_Cr, /sj, /μπ die Aktivitätskoeffizienten von Kohlenstoff, Chrom, Silizium bzw. Mangan darstellen und wobei /£, /c_r. /Ii, /mÜ Wechselwirkungsparameter sind und für die hochgestellten Indizes gilt

λ = C, Cr, Ni, Si, Mn,
fi = C, Cr und

;■ s C, Si.

Die für Nickelbasislegierungen zu verwendenden 35 Stoffs. Wenn nunmehr der niedrigste gewählte

Aktivitäten lassen sich nach Methoden bestimmen, die /*co δ fco, errechnet aus der vorstehenden Gleichung,

beispielsweise beschrieben sind in H. Sc hen c k und M. wobei sämtliche Parameter bekannt sind, so wird nur

G. Frohberg, Steelmaking: The Cipman Conference, Kohlenstoff oxydiert, and zwar in einer Menge von

The M. I. T. Press, Cambridge, Massachusetts 1963, und _,

H. Schenck und E. Steinmetz, Stahleisen — ^o C = 2F_O ·

Sonderberichte, Heft 7, 1966, Verlag Stahleisen mbH, ~ ^{2 22}·⁴

Düsseldorf ur-·-,^ wobei C = kp Kohlenstoff oxydiert je Zeiteinheit,

Entsprechend dem logischen Plan nach Fig. 2 ist der _]2 = Molekulargewicht von Kohlenstoff und 22,4 Rechner so programmiert, daß er den niedrigsten _{Μο)νο1υηηεη in} dm* bei 0°C und 760 Torr,

theoretischen Gleichgewichtsparualdruck von Kohlen- _{4S Fa}„_{s d der ni}e_drigste gewählte Wert von /*co

monox.d auswählt. An Hand dieses Wertes errechnet _umer _{p y} _{wird die Me des verbrannten} der Rechner dann die oxydierte Koh enstoffmenge für _Kohlenstoffs unmittelbar aus der Gleichung (1) errechden Fall, daß der gesamte Sauerstoff den Kohlenstoff _{dje nach Umforrnen e ibt:}

verbrennt; andernfalls wird die Menge an oxydiertem

Kohlenstoff und Metall berechnet. Dafür wird der 50 _ Pco^/g

Gleichgewichtspartialdruck von CO mit dem Wert ^co ~ "p_s _ p^c _co "

verglichen, der erhalten würde, wenn der gesamte
Sauerstoff zur Verbrennung von Kohlenstoff führt. Ausgedrückt als kp Kohlenstoff je Zeiteinheit führt

Eine alternative Definition für den Gleichgewichts- dies zu

partialdruck von CO lautet: 55 _r _ Pco _F _ ^l2

„ „ P.-

FP CO

pe _ * co r_s

° F_IC + F_co ' (1) Der übrige Sauerstoff muß dann zur Oxydation von

Metall führen, wobei gilt:

wobei Fco = Menge des erzeugten CO (eine Unbekannte); Fic = Durchflußmenge des eingeleiteten In- ^6o M= ^QdO W_m Γ _ Pco^/c ~|
ertgases; P₅ = Systemdruck. Falls der gesamte Sauer- 22,4 V \_~ °² (P₅ - Pco) J
stoff Kohlenstoff verbrenne kann der CO-Partialdruck _{bJ M = k oxydiertes Metall je} Zeiteinheit; einfach aus der folgenden Gle.chung berechnet werden: ^ _ _Moleku|P_rgew^_{cht des Metalls}

P -

^Pc° -

^2FO2

wobei Fo₂ = Durchflußmenge des eingeleiteten Sauer- V = Wertigkeit des Metalls. Die Menge des oxydierten

Metalls wird von dem ursprünglichen Metallgesamtgewicht abgezogen, während das Gesamtgewicht des gebildeten Oxids der Schlacke zugeschlagen wird. Das Gewicht des oxydierten Kohlenstoffs wird ebenfalls von der ursprünglichen Metallmasse abgezogen. Die neuen Prozentsätze der Zusammensetzung werden errechnet. Die neue Zusammensetzung und das neue Gewicht werden im Speicher eingespeichert und anstelle der alfen Zusammensetzung und des alten Gewichts zu Beginn des nächsten Arbeitsspiels benutzt.

Um an Hand des thermodynamischen Verhaltens für die günstigste aller möglichen Reaktionen zu sorgen, muß die Temperatur bekannt sein. Die von den Reaktionen erzeugte oder absorbierte Wärme wird an Hand der thermodynamischen Daten und der Reaktionswärmewerte gemäß Tabelle C bestimmt. Diese Werte werden in Temperaturwerte umgesetzt, indem sie durch die kombinierten Wärmeinhalte von Metall. Gefäß und Schlacke dividiert werden. Im Falle von Stahl wird der Wärmeinhalt des Metalls angenommen als

4,763 kcal'kg mol C

24,494 kg/kg mol
= 0.088 H'kcal ⁰C

— χ B kp Metall

wobei W = Metallgesamtgewicht in kp. Der Wärmeinhalt des Gefäßes (vor allem der feuerfesten Auskleidung) wird angenommen als

0,12 W_rF kcairC,

wobei W_r = Gesamtgewicht von Verschleißfutter bildender feuerfester Auskleidung in kp und F= empirischer Faktor für den Teil der feuerfesten Auskleidung, der zum Wärmeinhalt des Systems beiträgt. Der Wärmeinhalt der Schlacke wird angesetzt als

0,25 W₁ kcal/¹ C,

wobei W₁ = Schlackegewicht in kp. Der Wärmeinhalt des Systems beträgt damit bei den während der Strahlerzeugung auftretenden Temperaturen:

γ = 0,088 W+0,12 FW,+ 0,25 W₁ kcal/°C

Der Faktor F wurde durch systematisches Probieren ermittelt, wobei die tatsächlichen Wärmedaten mit den Programmergebnissen verglichen wurden. Dieser Faktor ist in F i g. 3 veranschaulicht. Die Figur gibt den zu verwendenden Wert in Abhängigkeit von dem Gewicht der feuerfesten Auskleidung an. Dieses Gewicht ist aus den Konstruktionsdaten des Reaktionsgefäßes bekannt, während die Gewichte von Metall und Schlacke am Ende jedes Zeitintervalls berechnet werden.

Tabelle III

Reaktionswärme

der verschiedenen Oxydationsreaktionen

Oxvdalionsreaktionen

Reaktionswärme (kcal/kg mol)

6 727 - 28000

(Kvdütionsrcaktuincn

Reaktionswärme (kcal/kg inol)

'AO;;, , = O,„„_;i -21273

C₁,,,,,, + O₁,,-,,, =CO„,,„ , -4275

3 Cr,_h,₍,, +4O₁₁,,,,, = Cr₁O₄₁,,,,,, -24480U

3 Cr₁,,,,,, +2 0;;,, - Cr_:,(X, „,,,,, -329 892

Si₁,,,,,, + 2O₁,.,:,, - SiO; ,„,,,, -139 350

Si,,.,,,, + O;'_:, , = SiO; ,, "181896

Mn₁,.,,,, +Ο,,,,,,, = MnO₁₁,,,,, -58400

Mn₁,,,,,, +'.,Ο,.,,, -MnO₁₁,,,,, -79673

Fe₁₁,,,,, + ' .-Ο;.·,,, = FcO₁,,,,,, -50 173

Für die bei der Stahlerzeugung interessierenden Elemente beträgt d' · Temperaturänderung je Prozent oxydiertes Element

Kohlenstoff: T=-

21,3 H' C

Chrom: 7" =

21,2 H'

\45W Manuan: T= '

Silizium: T = -^b5-^W-

und Eisen: T =

Diese Temperaturanstiege werden aus den Informationen betreffend die Zusammensetzung und das Metallgewicht berechnet, die am Ende jedes Intervalls der Reaktionszeit abgeleitet werden. Das eingeleitete Inertgas führt auf ähnliche Weise zu einer Temperatursenkung. Wenn es sich bei dem inerten Gas um Argoti handelt, beträgt die Zunahme der fühlbaren Wärme

Ar (25 C) = Ar(1650^cC)

IH = 8.072 ^

kgmol

Die Temperaturänderung, die auf 1 m³ eingeleitete; Argon zurückzuführen ist, beträgt

Argon IT=- .

Der im stationären Zustand eintretende Wärmever lust des Systems an die Umgebung, der ohne Rücksich auf die innerhalb des Gefäßes ablaufenden Reaktioner eintritt, wird an Hand der in F i g. 4 wiedergegebener empirischen Daten bestimmt. Diese Daten folgen au¹ umfangreichen Vergleichen zwischen Werten, die

mittels eines Rechners errechnet wurden, und praktisch ermittelten Werten. Die neue Temperatur des Schmelzbades wird berechnet, indem die verschiedenen Beiträge addiert werden; sie wird zusätzlich zu den Daten betreffend die neue Zusammei.setzung und das neue Gewicht in den Speicher eingespeichert, um zur Vorbereitung des nächstfolgenden Zeitintervalls die vorherigen Bedingungen zu ersetzen.

Nachdem der Rechner die neue Badzusammensetzung und die neue Temperatur errechnet hat, wird eine Entscheidung getroffen, ob das Verhältnis von Sauerstoff zu inertem Gas verstellt werden muß. Diese Entscheidung erfolgt für jedes Arbeitsspiel, d. h. jedesmal, wenn der Rechner die Weiterentwicklung der Charge abfragt. Wie erläutert, sollte dies in Intervallen von weniger als 2 min geschehen, um für eine Anpassung an die theoretische Annahme einer einzigen Reaktion zu sorgen, die während jedes derartigen ZcitiniervalJs vorherrscht. Der Rechner fragt dabei die Weiterentwicklung einer Charge ausschließlich ausgehend von den Anfangsbedingungen ab, ohne daß eine Rückführung von Informationen vom Reaktionsgefäß her erfolgt. Infolgedessen kann der Rechner gleichzeitig mit der tatsächlichen Entkohlung der Schmelze betrieben werden oder vorab die optimalen Strömungsbedingungen für einen solchen Entkohlungsvorgang festlegen. Außerdem kann der Rechner für eine selbsttätige Durchführung des Entkohlungsvorganges sorgen oder detaillierte Weisungen liefern, die es erlauben, die Operation von Hand zu steuern. Um einen vollständig automatischen Arbeitsablauf zu erzielen, wird entsprechend F i g. 1 das Ausgangssignal des Rechners 22 einer Stellvorrichtung 26 zugeführt, die ihrerseits die Gasmengenregler 18 und 20 steuert, die automatische Stellvorrichtung 26 nimmt die digitalen j.s Ausgabeinformationen des Rechners auf und wandelt sie in geeignete elektrische Analogsignale um, welche die neuen Gasdurchflußmengen darstellen. Die Mengenregler 18 und 20 sprechen, wenn sie auf automatischen Betrieb eingestellt sind, auf die den Analogsignalen entsprechenden neuen Werte an und stellen das Gasdurchflußmengenverhältnis entsprechend dem Rechnerbefehl ein. Die Stellvorrichtung 26 wird von Hand voreingestellt, um für die anfänglichen Strömungsbedingungen zu sorgen. Die Aufrechterhaltung genauer Teilverhältnisse zwischen den Durchflußmengen von Sauerstoff und Inertgas erfordert jedoch kostspielige und komplizierte Gasflußsteuersysteme. In Fällen, in denen die Tonnage der zu entkohlenden Schmelze klein ist, ist ein Kompromiß zwischen einem voll optimierten Arbeitsvorgang und den Kosten eines vollautomatischen Systems zu empfehlen. Dabei können die Gasmengenregler in der Weise vereinfacht werden, daß sie nur ganzzahlige Verhältniseinstellungen gestatten, so daß beispielsweise die Durchflußmengenverhält- ss nisse von Sauerstoff zu Inertgas nur in einer monoton absteigenden Reihe verändert werden, beispielsweise 4:1,3:1,2:1,1:1,1:2 usw. In einem solchen Falle wird es im allgemeinen günstiger sein, einen Handbetrieb in Abhängigkeit von den Rechnerbefehlen ho vorzusehen. Das Programm läuft dabei im Rechner durch, und die Auslesevorrichtung 24 des Rechners liefert genaue Anweisungen, wann das Gasverhältnis verstellt werden muß. Bei der Befehlsgabe wird der Reihe nach das nächstliegende ganzzahlige Verhältnis (^ ausgewählt, wobei der Rechner die Bedienungsperson auch anweisen kann, das nächste Verhältnis zu überspringen und auf ein nachfolgendes Verhältnis überzugehen oder das vorherige Verhältnis beizubehal ten.

Die Auswahl des jeweils nächsten Gasverhältnisse! wird bei der bevorzugten Ausführungsform gemäß der Fig.2 und 2a dadurch getroffen, daß der Umfang dei Oxydation eines bestimmten Elements während jede! Zeitintervalls mit einem vorbestimmten kritischer Grenzwert für das betreffende Element verglichen wird Die Auswahl kann auch an Hand von anderer Gesichtspunkten erfolgen, die weiter unten in Verbin dung mit dem vereinfachten Flußdiagramm nach F i g. i erörtert werden.

Im Falle von kohlenstoffarmem Eisen ist da; bestimmte interessierende Element Eisen. Wird für di( Umschaltung das Kriterium einer beschränkten Oxyda tion benutzt, wird ein Oxydationsgrenzwert für jede; Zeitintervall in der Weise festgelegt daß die Gesamt zahl der Zeitintervalle durch den maximal zulässiger Grenzwert der Oxydation von Eisen nach dei Entkohlung dividiert wird. Der Grenzwert braucht nichi für jedes Zeitintervall der gleiche zu sein. Beispielsweise kann ein niedrigerer Grenzwert für eine vorgegeben« erste Anzahl von Intervallen benutzt werden, worau der Grenzwert dann für die restlichen Intervalle erhöh wird. Bei Nickelbasislegierungen kann das interessie rende Element Chrom, Molybdän oder Niob sein. Dei Oxydationsgrenzwert wird ebenso wie im Falle vor kohlenstoffarmem Eisen festgelegt.

Bei Eisenbasislegierungen kann das interessierende Element Chrom, Molybdän oder Mangan sein. Die Festlegung des Oxydationsgrenzwertes erfolgt ebensc wie im Falle von kohlenstoffarmem Eisen.

Handelt es sich um rostsicheren Stahl, ist da! interessierende Element Chrom. Die Festlegung de; Oxydationsgrenzwertes kann ebenso wie im Falle vor kohlenstoffarmem Eisen oder vorzugsweise in der au! der US-PS 30 46 107 bekannten Art erfolgen. Dabe wird der in das Schmelzbad eingeblasene Volumenpro zentsatz an Sauerstoff durch die folgende Beziehung bestimmt, die für Stahl anwendbar ist, der 3 bis 30°/< Chrom enthält:

13000

%Cr /13 800 γι

—- ^- antilog( ——- - 8,46JJ -

%C

% O₂ = -_r

Menge O₂

O₂ + Inertgas

wobei % Cr = unterer Grenzwert des Chromgehalts ii Gewichtsprozent am Ende eines Zeitintervalls T= Temperatur der Schmelze in ⁰K am Ende eine Zeitintervalls; % C = Prozentsatz des am Ende eine Zeitintervalls in der Schmelze vorhandenen Kohlen Stoffs und % O2 = Sauerstoffvolumenprozent für da betreffende Zeitintervall.

Anhand der obigen Formel kann auch unmittelbar de für das nächste Zeitintervall zu verwendende Oj-Pro zentsatz. berechnet werden. Dabei braucht für den Wer % Cr nur der berechnete Chromgehalt in Gewichtspro /ent am Ende des Zeitintervalls benutzt zu werden. Au Grund dessen kann dann bestimmt werden, ob υη< gegebenenfalls in welchem Umfang die zuvor verwen dete Sauerstoffdurchflußmenge zu ändern ist.

Um die feuerfeste Auskleidung zu schonen, sollte dii Temperatur des Schmeizbades für jedes vorgegeben!

Zeitintervall einen vorbestimmten Höchstwert nicht überschreiten. Umgekehrt darf aber auch die Temperatur des Schmelzbades nicht unter einen vorbestimmten Kleinstwert abfallen, um eine vorzeitige Erstarrung zu verhindern. Der entsprechend einem Unterprogramm des logischen Ablaufplans gemäß den F i g. 2 und 2a arbeitende Rechner 22 übersteuert daher jeden Befehl, die Durchflußmenge von Sauerstoff und Verdünnungsgas zu ändern, falls die Temperatur unter ein zuvor festgelegtes brauchbares Temperaturband abfällt. Zwi- ι ο sehen dem Kohlenstoffgehalt einer Charge und der Temperatur besteht eine funktionell Beziehung. Für jede vorbestimmte Charge kann daher ein brauchbares Temperaturband aufgestellt werden, das bestimmten Kohlenstoffgehalten entspricht. Die F i g. 5 und 6 zeigen ι ^ Beispiele empirisch ermittelter Temperaturbänder für rostsicheren Stahl. Das Verfahren ist jedoch nicht auf ein spezielles Temperaturband beschränkt.

Fahs die Temperatur für einen vorgegebenen Kohlenstoffpegel unterhalb des brauchbaren Bandes :o liegt, weist der Rechner die Bedienungsperson an, alle Befehle unbeachtet zu lassen, die auf eine Änderung der Gasdurchflußmengensteuerung auf Grund übermäßiger Oxydation des interessierenden Elementes hinauslaufen, und statt dessen durch Erhitzen der Schmelze für einen Temperaturanstieg zu sorgen. Diese Anweisungen können die Form eines Befehls haben, die Gasdurchflußmengensteuerung zwecks Herbeiführung einer bestimmten Durchflußmenge zurückzustellen, die die gleiche wie die gerade verwendete Durchflußmenge oder eine Durchflußmenge mit einem höheren Sauerstoffanteil sein kann, um die in dem Bad während des betreffenden Zeitintervalls ablaufenden exothennen Reaktionen zu verlängern oder zu intensivieren und auf diese Weise für zusätzliche Wärme zu sorgen. Der Prozeßzyklus wird dann erneuert; die neue Temperatur wird wiederum ausgewertet, um festzustellen, ob sie innerhalb des brauchbaren Bandes liegt. Dies wird fortgesetzt, bis die Temperatur auf mindestens den brauchbaren unteren Grenzwert angestiegen ist. Wird die Temperatur in dieser Weise geregelt, ist jedoch ein Kompromiß hinsichtlich der erhöhten Metalloxydation erforderlich. Die Temperatur des Schmelzbades läßt sich auch durch Zugabe eines Desoxydationsmittels, beispielsweise Silizium, Aluminium, Mangan, Ferrosilizium, Ferrochrom und Ferromangan oder eine Kombination dieser Stoffe steigern. Um für ein rascheres Ansprechen zu sorgen, kann der Zusatz eines Desoxydationsmittels auch in Kombination mit dem zuvor erläuterten Verfahren erfolgen.

Liegt die Temperatur für einen gegebenen Kohlenstoffgehalt oberhalb des brauchbaren Bandes, weist der Rechner 22 die Bedienungsperson an, für eine Abkühlung der Charge zu sorgen. Dies geschieht vorzugsweise durch Zugabe von Schrott. Der zugesetzte Schrott muß so gewählt sein, daß er sich mit der Zusammensetzung der Metallschmelze verträgt. Um eine schrittweise Schrottzugabe zu vermeiden, bis das Schmelzbad auf eine innerhalb des brauchbaren Bandes liegende Temperatur abgekühlt ist, setzt die Bedienungsperson Schrott vorzugsweise entsprechend der folgenden Formel zu:

S (Schi ottzusatz) =

'.usatz) = [V - -^?""" ⁺ ₂ ^T-^mi" j C ,

wobei T = Badtemperatur in ⁰K; 7",_u.., = höchste brauchbare Temperatur bei dem jeweiligen Kohlenstoffgehalt des Schmelzbads in °K; T_m,„ = niedrigste brauchbare Temperatur bei dem jeweiligen Kohlenstoffgehalt des Schmelzbads in ° K und C = Konstante. A.uch andere gasförmige oder flüssige Kühlmittel können verwendet werden, beispielsweise Dampf und Kohlendioxyd. Eine weitere Kühlmaßnahme, die in Verbindung mit den obigen Maßnahmen verwendet werden kann, besteht darin, den Sauerstoff- und Verdünnungsgasstrom für eine vorbestimmte Zeitdauer abzusperren. Das Verfahren kann zwecks Erzielung optimaler Wirtschaftlichkeit auch durchgeführt werden, ohne die Temperatur innerhalb eines vorbestimmten Temperaturbandes zu halten. Dabei vereinfacht sich das Programm entsprechend Fig. 7, dessen Block »1st Kriterium zur Änderung der Gasmengensteuerung erfüllt?« dem Block »Liegt Oxydation des interessierenden Elements über Grenzwert?« entspricht. Für gängige Metallausgangszusammensetzungen können anfängliche Durchflußmengenbedingungen ermittelt werden, die bei der betreffenden Zusammensetzung die Temperatur nicht außerhalb der brauchbaren Grenzwerte fallen lassen.

Die Auswahl des jeweils nächsten Gasverhältnisses kann auch auf andere Weise erfolgen, wobei sich gleichwohl im wesentlichen die gleichen Ergebnisse wie bei dem beschriebenen bevorzugten Verfahren erzielen lassen. Diese alternativen Verfahren verwenden für die Änderung der Gasdurchflußmengensteuerung Informationen hinsichtlich des Kohlenstoffgehalts, der Temperatur bzw. der Prozeßzeit, die mittels des Rechners regelmäßig überwacht und eingespeichert werden. Bei dem auf dem Kohlenstoffgehalt beruhenden Verfahren werden den Kohlenstoffgehaltbereichen entsprechende diskrete Gasverhältnisse vorbestimmt. Wenn der Rechner ermittelt, daß der Kohlenstoffgehalt von einem Bereich in einen anderen Bereich übergegangen ist, sorgt er für eine diesbezügliche Anzeige und gibt er der Bedienungsperson ein Signal, für eine Umschaltung auf ein entsprechendes Gasverhältnis innerhalb der Durchflußmengensteuerfolge zu sorgen. Der Rechner kann diese Funktion auch selbsttätig austühren. Bei dem von der Temperatur ausgehenden Verfahren werden diskrete Gasverhältnisse vorbestimmt, die gewissen ßadtemperaturen entsprechen. Wenn der Rechner feststellt, daß die Temperatur von einem Temperaturbereich in den nächsten übergegangen ist, zeigt er dies an; er gibt der Bedienungsperson das Signal, innerhalb der Gasmengensteuerfolge auf das betreffende Verhältnis umzuschalten. Bei dem von der Zeit ausgehenden Verfahren werden diskrete Gasverhältnisse festgelegt, die bestimmten Zeitdauern bezüglich des Fortschreitens des Frischvorganges entsprechen. Nachdem eine gewisse Zeitdauer verstrichen ist, erhält die Bedienungsperson den Befehl, auf das in der Folge nächste Gasverhältnis umzuschalten. Bei jedem dieser Verfahren druckt der Rechner am Ende eine Anzeige dahingehend aus, daß der Frischvorgang abgeschlossen ist, und zwar ausgehend von der Berechnung, daß der Kohlenstoffgehalt unterhalb eines vorbestimmten Pegels liegt. Die Prozeßführung entsprechend einem dieser alternativen Verfahren liefert jedoch möglicherweise nicht die optimierie Wirtschaftlichkeit, welche die bevorzugte Ausführungsform des Verfahrens bietet.

Im folgenden sind charakteristische Beispiele von bei der Strahlherstellung anfallenden Rechnerauslesebefehlen für eine Handsteuerung des Entkohlungsvorgangs zusammengestellt.

Beispiele !.Material: Reineisen; 13,6Tonnen

Arial; sen:

C C τ

Si

Befehle:

/eil*) Oi DurchlluH-

menge/
Ar PurehllulJ-

(min) menge

0-9 4 : 1

9-14 3 : 1

14-31 4:1

31-36 1 : 1

Analysen:

C Cr Si

σ«) !"■■■> ι%> Mn Ί ernp.

Dnahllulimenge ()., (NmVhI

425 340 340 212 Anfangs- 0.50 16.99 0.01 0.35 1582 werl

Berechn. 0.08 15.09 0.01 0.15 1788 lindwert

Tals. 0.08 15.09 0.01 0.12 1760+

Tatsachliche Behandlungsdauer = 50 Minuten. 3. Material: 20.9 Tonnen

Mn Te mp. Ca) I (.')

Anfangs- 0,44 0,21 0,30 0,05 1488 wert

Berechn. 0,001 0,22 0,00 0,00 1684 Endwert

Tals. 0,001 0,10 0,00 0,01 169-

Endwert

Tatsachliche Bchandlungsdauer = 34 Minuten. 2. Material: 15,4 Tonnen

Befehle:
Zen·)

(min)

0-26

²- 26-34

34-47

menge/
Ar DurchllL
menge

3 : 1
2 : 1
1 : 2

U U U'h I Ij I'm en ge (NnvVhi

646 501 251

Befehle:	Oi DurehlliiB-	Durchllußmenge ()■
Zeit*)	mengc/
	Ar Durch nuß
	menge	(NmVh)
(min)	3,0 : 1	255
0-17	3,2 : 1	272
17-22	3,4 : 1	292
22-29	1,7 : 1	198
29-48	1,0 : I	142
48-50

A Pui I vs-j π
V>

C ( r Si Mn Temp.

!'' I C) (ι ι"· ) I ' I

,- Anfangs- 0,52 19.311 0.28 1.05 1520 wen

Berechn 0,05 16.30 O.08 0.5(1 1764 hndweri

Tals. 0.05 16.45 0.09 n.dO 1760-r

4" F.ndwert

Talsäehliehe Hehandlungsdauer = 44 Minuten.

*) Die (jasverhallnisse uuiden /u den üben in Minu'.en angegebenen Zeilen umgeschulte!. Lim den beahsichlig'.en Kühlenslollgehall zu erzielen.

llier/u .S Blau Zeichnungen

Claims

Patentansprüche:

1. Verfahren zum Entkohlen einer Kohlenstoff und Eisen enthaltenden Metallschmelze, bei dem in die in einem feuerfest ausgekleideten Gefäß untergebrachte Schmelze Sauerstoff und Verdünnungsgas in einstellbaren Durchflußmengen eingeblasen werden, dadurch gekennzeichnet, daß aus anfänglicher Zusammensetzung, Gewicht und Temperatur der Schmelze eine Mehrzahl von Aktivitätskoeffizienten berechnet wird, die die thermodynamische Aktivität jedes Elements der Schmelze angeben, anhand der Aktivitätskoeffizienten ein theoretischer Gleichgewichtspartialdruck von Kohlenmonoxid für die Oxydationsreaktion jecies Elements bei der gegebenen Temperatur errechnet wird; der absolute maximale Partialdruck von Kohlenmonoxid unter der Annahme errechnet wird, daß der gesamte eingeblasene Sauerstoff nur mit dem Kohlenstoff reagiert; der niedrigste der errechneten theoretischen Gleichgewichtspartialdrücke von Kohlenmonoxid ausgewählt und mit dem errechneten absoluten maximalen Partialdruck von Kohlenmonoxid verglichen wird; aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen die Menge des oxidierten Kohlenstoffs und, falls der niedrigste theoretische Gleichgewichtspartialdruck kleiner als der absolute maxima'e Partialdruck ist, auch des oxydierten Metalls sowie eine dem Gleichgewichtszustand bei dem niedrigsten theoretischen Gleichgewichtspartialdruck entsprechende neue Metallanalyse und die Temperatur der Zusammensetzung errechnet werden; der Umfang der Oxydation eines bestimmten Elements der Schmelze mit einem vorgegebenen Oxydationsgrenzwert für dieses Element verglichen und der Verdünnungsgasanteil bei Erreichen des Oxydationsgrenzwertes erhöht wird; sowie die Verfahrensschritte in vorbestimmten Zeitintervallen von weniger als 2 min wiederholt werden, bis der ermittelte Kohlenstoffgehalt auf einen vorbestimmten Endwert abgesunken ist.

2. Verfahren zum Entkohlen einer Kohlenstoff und Eisen enthaltenden Metallschmelze, bei dem in die in einem feuerfest ausgekleideten Gefäß untergebrachte Schmelze Sauerstoff und Verdünnungsgas in einstellbaren Durchflußmengen eingeblasen werden, dadurch gekennzeichnet, daß aus anfänglicher Zusammensetzung, Gewicht und Temperatur der Schmelze eine Mehrzahl von Aktivitätskoeffizienten berechnet wird, die die thermodynamische Aktivität jedes Elements der Schmelze angeben; anhand der Aktivitätskoeffizienten ein theoretischer Gleichgewichtspartialdruck von Koh- ss lenmonoxid für die Oxydationsreaktion jedes Elements bei der gegebenen Temperatur errechnet wird; der absolute maximale Partialdruck von Kohlenmonoxid unter der Annahme errechnet wird, daß der gesamte eingeblasene Sauerstoff nur mit <,o dem Kohlenstoff reagiert; der niedrigste der errechneten theoretischen Gleichgewichtspartialdrücke von Kohlenmonoxid ausgewählt und mit dem errechneten absoluten maximalen Partialdruck von Kohlenmonoxid verglichen wird, aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen die Menge des oxidierten Kohlenstoffs und, falls der niedrigste theoretische Gleichgewichtspartialdruck kleiner als der absolute maximale Partialdruck ist, auch des oxydierten Metalls sowie eine dem Gleichgewichtszustand bei dem niedrigsten theoretischen Gleichgewichtspartialdruck entsprechende neue Metallanalyse und die Temperatur der Zusammensetzung errechnet werden; der dabei errechnete neue Kohlenstoffgehalt mit einer Mehrzahl von Kohlenstoffgehaltsbereichen verglichen wird, von denen jeder einem vorbestimmten Verhältnis der Gasdurchflußmengen entspricht, aus diesen Bereichen derjenige Kohlenstoffgehaltbereich ausgewählt wird, innerhalb dessen der ermittelte neue Kohlenstoffgehalt liegt, und die Gasdurchflußmengen auf den dem ausgewählten Bereich entsprechenden Wert eingestellt werden; sowie die Verfahrensschritte in vorbestimmten Zeitintervallen von weniger als zwei Minuten wiederholt werden, bis der ermittelte Kohlenstoffgehalt auf einen vorbestimmten Endwert abgesunken ist.

3. Verfahren zum Entkohlen einer Kohlenstoff und Eisen enthaltenden Metallschmelze, bei dem in die in einem feuerfest ausgekleideten Gefäß untergebrachte Schmelze Sauerstoff und Verdünnungsgas in einstellbaren Durchflußmengen eingeblasen werden, dadurch gekennzeichnet, daß aus anfänglicher Zusammensetzung, Gewicht und Temperatur der Schmelze eine Mehrzahl von Aktivitätskoeffizienten berechnet wird, die die thermedynamische Aktivität jedes Elements der Schmelze angeben; anhand der Aktivitätskoeffizienten ein theoretischer Gleichgewichtspartialdruck von Kohlenmonoxid für die Oxydationsreaktion jedes Elements bei der gegebenen Temperatur errechnet wird; der absolute maximale Partialdruck- von Kohlenmonoxid unter der Annahme errechnet wird, daß der gesamte eingeblasene Sauerstoff nur mit dem Kohlenstoff reagiert; der niedrigste der errechneten theoretischen Gleichgewichtspartialdrücke von Kohlenmonoxid ausgewählt und mit dem errechneten absoluten maximalen Partialdruck von Kohlenmonoxid verglichen wird; aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen die Menge des oxidierten Kohlenstoffs und, falls der niedrigste theoretische Gleichgewichtspartialdruck kleiner als der absolute maximale Partialdruck ist, auch des oxydierten Metalls sowie eine dem Gleichgewichtszustand bei dem niedrigsten theoretischen Gleichgewichtspartialdruck entsprechende neue Metallanalyse und die Temperatur der Zusammensetzung errechnet werden; der dabei errechnete Temperaturwert mit einer Mehrzahl von Temperaturbereichen verglichen wird, von denen jeder einem vorbestimmten Verhältnis der Gasdurchflußmengen entspricht, aus diesen Bereichen derjenige Temperaturbereich ausgewählt wird, innerhalb dessen der ermittelte Temperaturwert liegt, und die Gasdurchflußmengen auf den dem ausgewählten Bereich entsprechenden Wert eingestellt werden; sowie die Verfahrensschritte in vorbestimmten Zeitintervallen von weniger als 2 min wiederholt werden, bi>> der ermittelte Kohlenstoffgehalt mindestens auf einen vorbestimmten Endwert abgesunken ist.

4. Verfahren zum Entkohlen einer Kohlenstoff und Eisen enthaltenden Metallschmelze, bei dem in

die in einem feuerfest ausgekleideten Gefäß untergebrachte Schmelze Sauerstoff und Verdünnungsgas in einstellbaren Durchflußmengen eingeblasen werden, dadurch gekennzeichnet, daß aus anfänglicher Zusammensetzung, Gewicht und Tem- ^ peratur der Schmelze eine Mehrzchl von Aktivitätskoeffizienten berechnet wird, die die thermodynamische Aktivität jedes Elements der Schmelze angeben; anhand der Aktivitätskoeffizienten ein theoretischer Gleichgewichtspartialdruck von Koh- ι ο lenmonoxid für die Oxydationsreaktion jedes Elements bei der gegebenen Temperatur errechnet wird; der absolute maximale Partialdruck von Kohlenmonoxid unter der Annahme errechnet wird, daß der gesamte eingeblasene Sauerstoff nur mit dem Kohlenstoff reagiert; der niedrigste der errechneten theoretischen Gleichgewichtspartialdrücke von Kohlenmonoxid ausgewählt und mit dem errechneten absoluten maximalen Partialdruck von Kohlenmonoxid verglichen wird; aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen die Menge des oxidierten Kohlenstoffs und, falls der niedrigste theoretische Gleichgewichtspartialdruck kleiner als der absolute maximale Partialdruck ist, auch des oxydierten Metalls sowie eine dem Gleichgewichtszustand bei dem iedrigsten theoretischen Gleichgewichtspartialdruck entsprechende neue Meu llanalyse und die Temperatur der Zusammensetzung errechnet werden; der dabei errechnete neue Kohlenstoffgehalt mit dem gewünschten Kohlenstoffendgehalt verglichen und das Verhältnis zwischen Sauerstoff und Verdünnungsgas entsprechend einem Schritt einer vorbestimmten Folge unterschiedlicher vorgegebener Sauerstoff/Verdünnungsgas-Verhältnisse geändert wird; sowie die Verfahrensschritte in vorbestimmten Zeitintervallen von weniger als 2 min wiederholt werden, bis der ermittelte Kohlenstoffgehalt auf den Endwert abgesunken ist.

5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Zeitintervalle, in denen die Verfahrensschritte wiederholt werden, zwischen 3 und 30 s lang sind.

6. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß als Verdünnungsgas Helium, Neon, Argon, Krypton, Stickstoff, Xenon oder ein Gemisch dieser Gase verwendet wird.

7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die Schmelze zusätzlich Chrom enthält.

8. Verfahren nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Schmelze zusätzlich Silizium und Mangan enthält.

9. Verfahren nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß die Schmelze zusätzlich Nickel enthält.

10. Verfahren nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Schmelze zusätzlich Nickel, Molybdän und Niob enthält.

11. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, <■*> dadurch gekennzeichnet, daß die Durchflußmengen von Sauerstoff und Verdünnungsgas in einer vorbestimmten Folge auf eine vorbestimmte Anzahl von Werten einstellbar sind, die jeweils einem festen Verhältnis der betreffenden Gasdurchflußmengen in entsprechen.

12. Verfahren nach einem der vorhergehenden

Ancnri'ipho HaHi t r*r»h ir«il/onn7oiolinol HiR */•>** Horn Erhöhen des Anteils an Verdünnungsgas für die aus den zunächst gewählten Gasdurciiflußmengen errechnete Kohlenstoffmenge ein Temperaturband aus vorbestimmten, dem Kohlenstoffgehalt zugeordneten, brauchbaren Temperaturbändern ausgewählt, die aus den zunächst gewählten Gasciurchflußmengen errechnete Temperatur mit dem ausgewählten Temperaturband verglichen und die Schmelze aufgeheizt wird, falls diese Temperatur unterhalb des gewählten Temperaturbandes liegt, bzw. die Schmelze abgekühlt wird, falls diese Temperatur oberhalb des ausgewählten Temperaturbandes liegt.

13. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß zum Erhitzen der Schmelze die Gasdurchflußmengen auf einen Wert eingestellt werden, bei dem das Verhältnis von Sauerstoff zu Verdünnungsgas mindestens gleich dem der anfänglichen Gasdurchflußinengeneinstellung ist, und daß die Verfahrensschritte wiederholt werden, bis die aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen errechnete Temperatur innerhalb des gewählten Temperaturbandes liegt.

14. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Schmelze zum Erhitzen ein Desoxydationsmittel zugesetzt wird und die Verfahrensschritte wiederholt werden, bis die aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen errechnete Temperatur innerhalb des gewählten Temperaturbandes liegt.

15. Verfahren nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, daß als Desoxydationsmiuel Silizium, Aluminium, Mangan, Ferrosilizium, Ferrochrom und/oder Ferromangan verwendet wird.

16. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß zum Abkühlen der Schmelze der Sauerstoff- und Verdünnungsgasstrom für eine vorbestimmte Zeitspanne abgesperrt wird und die Verfahrensschritte wiederholt werden, bis die aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen errechnete Temperatur innerhalb des gewählten Temperaturbandes liegt.

17. Verfahren nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, daß der Schmelze zum Abkühlen ein Kühlmittel zugesetzt wird und die Verfahrensschritte wiederholt werden, bis die aus den zunächst gewählten Gasdurchflußmengen errechnete Temperatur innerhalb des gewählten Temperaturbandes liegt.

18. Verfahren nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, daß als Kühlmittel Schrott in fester Form verwendet wird.

19. Verfahren nach Anspruch 17, dadurch gekennzeichnet, daß als Kühlmittel Dampf und/oder Kohlendioxid verwendet wird.

20. Verfahren nach Anspruch 1 und einem der Ansprüche 5 bis 19, dadurch gekennzeichnet, daß das bestimmte Element, für welches der Umfang der Oxydation mit einem vorgegebenen Oxydationsgrenzwert verglichen wird, Eisen ist und jedem Zeitintervall ein fester Oxydationsgrenzwert zugeordnet wird.

21. Verfahren nach Anspruch 1 und einem der Ansprüche 7 bis 19, dadurch gekennzeichnet, daß das bestimmte Element, für welches der Umfang der Oxydation mit einem vorgegebenen Oxydationsgrenzwert verglichen wird, Chrom ist und der Grenzwert der Oxydation für jedes Zeitintervall

Vol.-% Sauerstoff = -

wobei Fo₂ = Sauerstoffstrom; Fk; = Inertgasstrom; % Cr = in Gewichtsprozent der Grenzwert für Chrom, der am Ende jedes Zeitintervalle noch im Schmelzbad vorhanden sein soll; % C = Gewichtsprozent Kohlenstoff am Ende jedes Zeitintervall und T — Temperatur in ⁰K am Ende jedes Zeitintervalls.

22. Verfahren nach Ansprüchen 1 und 10, dadurch