DE69619866T2

DE69619866T2 - Vorrichtung und verfahren zum behandeln von stahlschmelze beim herstellen von ultraniedriggekohltem stahl

Info

Publication number: DE69619866T2
Application number: DE69619866T
Authority: DE
Inventors: Bok An; Soo Choi; Yang Chung; Saeng Kim; Hyun Lee; Yeol Seo; Hee Yim; You
Original assignee: Pohang Iron and Steel Co Ltd
Current assignee: Posco Holdings Inc
Priority date: 1996-10-08
Filing date: 1996-12-30
Publication date: 2002-09-05
Anticipated expiration: 2016-12-31
Also published as: CN1204372A; EP0879896A1; EP0879896B1; EP0879896A4; KR100270113B1; ATE214434T1; BR9611914A; DE69619866D1; CN1068060C; RU2150516C1; WO1998015664A1; US6156263A; ID18476A; KR19980026169A; MY123125A

Description

Gebiet der Erfindung

Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf eine Vorrichtung zum Frischen von Stahlschmelze in einem sekundären Verfeinerungsverfahren zum Herstellen von ultra niedrig gekohltem Stahl und ein Verfahren zum Frischen von Stahlschmelze durch den Einsatz der Vorrichtung.

Beschreibung des Standes der Technik

Wenn allgemein ein ultra niedrig gekohlter Stahl von 70 ppm oder weniger hergestellt wird, wird eine RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung (unten als "RH" bezeichnet) von Fig. 1 verwendet. Bei dem diese Vorrichtung verwendenden Verfahren wird, wenn aus einem (in den Zeichnungen nicht gezeigten) Konverter ohne Abstehen-Lassen während des Abstichs abgestochene Stahlschmelze beim RH eintrifft, zuerst Argongas (Ar) aus einer Zirkulationsgasbereitstellungsvorrichtung 130 eingeblasen und zur gleichen Zeit ein Schnorchel 120 in eine Stahlschmelze M eingetaucht, die in einer Pfanne 140 enthalten ist. Weiter wird zur gleichen Zeit eine Saugpumpe 125 aktiviert, um den Innendruck eines Behälters 110 auf mehrere Torr oder mehrere Dutzend Torr zu verringern. Unter dieser Bedingung steigt die Stahlschmelze M in der Pfanne 140 in das Innere des Unterdruckbehälters auf, was an der Druckdifferenz zwischen dem Behälter 110 und der Atmosphäre liegt. Zur gleichen Zeit geschieht eine Entkohlungsreaktion auf der Oberfläche der Stahlschmelze M, wie durch die Gleichung 1 unten gezeigt. Bei einer fortschreitenden Entkohlungsreaktion wird der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze M verringert, und nach einem Verstreichen von 15-25 Minuten erreicht der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze 70 bis 25 ppm.
[C] + [O] = CO(g) (1)
Das bedeutet, dass in dem Fall, wo eine Stahlschmelze unter Verwendung der RH von Fig. 1 gefrischt wird, zur Verringerung des Kohlenstoffgehalts auf 70 ppm oder weniger ein Zeitraum von 15 Minuten oder länger benötigt wird. Außerdem wird die Temperatur der Stahlschmelze während des Entkohlungsvorgangs um 1,5ºC pro Minute verringert, was ein Problem darstellt.
Inzwischen offenbaren die japanischen Patentoffenlegungen Nr. Sho-52-88215 und Sho-52-89513 Stahlschmelze-Frischvorrichtungen zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls. Diese Vorrichtungen setzen sich wie folgt zusammen. Wie in Fig. 2 gezeigt, ist also eine Lanzendüse 150 an der Decke des RH-Behälters 110 zum Einblasen von Sauerstoffgas angebracht, um so bei der Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls den Entkohlungszeitraum zu verkürzen. Daher wird während der Entkohlung einer Stahlschmelze Sauerstoffgas mit hoher Geschwindigkeit durch die Lanzendüse 150 auf die Oberfläche der Stahlschmelze im Behälter geblasen. Außerdem offenbaren die japanischen Patentoffenlegungen Hei-4-289113, Hei-4-289114 und Hei-4-308029 weitere Vorrichtungen. Diese Vorrichtungen setzen sich wie folgt zusammen: Wie in Fig. 3 gezeigt, ist also eine in der Höhe verstellbare Lanzendüse 116 an der Decke des RH-Behälters 110 zum Einblasen von Argongas angebracht. Während der Entkohlung einer Stahlschmelze M zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls wird durch die Lanzendüse 160 Argongas auf die Oberfläche der Stahlschmelze M geblasen. Wenn der Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze 50 ppm erreicht, wird die Lanzendüse 160 in die Stahlschmelze M im Behälter getaucht, um so Argongas in die Stahlschmelze M einzublasen, wodurch ultra niedrig gekohlter Stahl hergestellt wird.
Bei den Vorrichtungen der Fig. 2 und 3 sind die Lanzendüsen 150 und 160 aus Kupfer hergestellt. In dem Fall, wo diese Vorrichtungen zum Durchführen der Entkohlung verwendet werden, werden Argon und Sauerstoff auf die Oberfläche der Stahlschmelze M aufgeblasen, so dass die Entkohlungsgeschwindigkeit für ultra niedrig gekohlten Stahl erhöht und die Innentemperatur des Behälters an einem zu weiten Absinken gehindert wird.
Wenn jedoch die Vorrichtungen der Fig. 2 und 3 zum Durchführen der Entkohlung verwendet werden, wird die Innentemperatur des Unterdruckbehälters auf 800 bis 1200ºC angehoben, was dazu führt, dass die Kupferlanze beschädigt oder teilweise geschmolzen werden kann. Wenn Kühlwasser leckt, reagiert das Kühlwasser intensiv mit der Stahlschmelze bei 1600ºC, wobei die Möglichkeit besteht, dass der Unterdruckbehälter explodiert.
Die japanische Patentoffenlegung Nr. Sho-64-217 offenbart eine weitere Vorrichtung. Bei dieser Vorrichtung sind zwei gerade Röhren an der Seitenwand des RH-Behälters angebracht, und Kohlenmonoxid wird durch die geraden Röhren (Röhren mit einfacher Schicht) während des Frischens eingeblasen, während Sauerstoff durch eine Lanze eingeblasen wird, die an der Decke des RH angebracht ist. Auf diese Weise verringert eine Verbrennung des Kohlenmonoxids einen Temperaturabfall der Stahlschmelze während des Frischens. In dem Fall, wo wie bei dem obigen Verfahren Kohlenmonoxid durch die geraden Röhren eingeblasen wird, erzeugt die Verbrennung des Kohlenmonoxids einen Flammstrahl, dessen Form in Fig. 14A gezeigt ist. Bei diesem Verfahren reagiert Kohlenmonoxid mit Sauerstoff, das von der Decke aus eingeblasen wird, wodurch verhindert werden kann, dass die Temperatur der Stahlschmelze übermäßig abfällt. Die Förderung der Entkohlungsreaktion ist jedoch schwierig, und die Kühlfähigkeit der geraden Röhren mit einer einzigen Schicht wird verringert. Wenn daher die Verwendungsdauer ausgedehnt wird, kann es leicht sein, dass die geraden Röhren durch die Strahlungswärme der Stahlschmelze geschmolzen werden und das umgebende feuerfeste Material durch Schmelzen beschädigt wird.
Eine weitere bekannte Vorrichtung weist mehrere gerade Einzelschichtröhren auf, die an unterschiedlichen Höhen an der Seitenwand des RH-Behälters angebracht sind. Daher wird während der Entkohlung der Stahlschmelze Sauerstoff auf die Oberfläche der Stahlschmelze in dem RH-Behälter geblasen.
Da die Düse zum Einblasen von Sauerstoff an der geraden Röhre befestigt ist, bildet der Sauerstoffstrahl keinen Düsenstrahl, sondern bildet die ovale Form von Fig. 14A. Das eingeblasene Sauerstoffgas wird zum Liefern von Sauerstoff in die Stahlschmelze verwendet.
Da bei diesem Verfahren jedoch das eingeblasene Sauerstoffgas keinen Düsenstrahl bildet, kann kein Hohlraum auf der Stahlschmelzenoberfläche hergestellt werden. Daher kann der Bereich, in dem die Entkohlung stattfindet, nicht ausgedehnt werden, und es entsteht das Problem, dass die Entkohlung nicht befördert werden kann.
Da außerdem bei diesem Verfahren mehrere gerade Röhren an der Seitenwand des RH-Behälters angebracht sind, verschlechtert sich die Abpumpfähigkeit zur Herstellung eines Unterdrucks beträchtlich, und daher ist der praktische Einsatz skeptisch zu beurteilen. Außerdem erfahren bei einem Verstreichen der Verwendungsdauer die geraden Einzelschichtröhren eine Verringerung ihrer Kühlfähigkeit, wodurch ein Schmelzverlust auftritt. Außerdem tritt in den umgebenden feuerfesten Materialien ein Schmelzverlust auf, und daher wird die Lebensdauer des RH-Unterdruckbehälters beträchtlich verkürzt. Daher ist die Vorrichtung wirtschaftlich unvorteilhaft.
In der europäischen Patentanmeldung mit der Veröffentlichungsnummer 0 584 814 ist eine Vorrichtung offenbart, bei der eine Stahlschmelze mit großem Wirkungsgrad in einem Unterdruck-Bearbeitungsbehälter mit Unterdruck bearbeitet wird, wobei der Bearbeitungsbehälter eine oben angebrachte Blaslampe aufweist, die ein Sauerstoffgas und ein Brennstoffgas mit jeweils gewünschten Fließraten auf die Stahlschmelze oben auf dem Unterdruck-Bearbeitungsbehälter in vertikal frei beweglicher Weise einblasen kann, indem eine geeignete Kombination des Schritts des Einstellens des unteren Endes der Aufblaslampe auf ein Niveau von höchstens 2 mm von der Oberfläche des Stahlschmelzenbads und des Einblasens von ausschließlich Sauerstoffgas in die Stahlschmelze und eines Schritts zum Einstellen des unteren Endes der Aufblaslampe auf ein Niveau von 1 m oder mehr von der Oberfläche des Stahlschmelzenbads und des Einblasens von sowohl Sauerstoffgas als auch Brennstoffgas aus den Aufblaslampen auf die Stahlschmelze durchgeführt wird, wodurch eine Verringerung der Temperatur der Stahlschmelze während der Unterdruckbehandlung verhindert wird und auch das Anhaften von Stahlschmelze auf der Innenwand des Unterdruck-Bearbeitungsbehälters verhindert wird, ohne dass ein großer elektrischer Widerstandsheizer verwendet wird. Die Aufblaslampe weist einen Sauerstoffeinblasbereich auf, der einen Verengungsteil und einen am unteren Ende des Verengungsteils angebrachten sich schräg erweiternden Bereich aufweist, die entlang der axialen Mittellinie der Lanze angeordnet sind, sowie mehrere im sich erweiternden Bereich vorgesehene Brennstoffgaszufuhröffnungen.
Die japanische Patentanmeldung mit der Nummer JP-A- 60184619 offenbart ein Verfahren und eine Vorrichtung zum Erhalten von Stahl mit niedrigem Stickstoffgehalt, der einer Entstickungsbehandlung unterzogen wird, bis ein erwünschter niedriger Stickstoffgehalt erreicht ist, wobei eine Unterdruck-Entgasungsbehandlung angewendet wird, bei der in einem Stahlherstellungsofen erzeugte rohe Stahlschmelze mit hohem Kohlenstoffgehalt unter verringertem Druck mit gasförmigem O&sub2; aufgeblasen wird, um den Stahl zu entkohlen und um die bei diesem Schritt auftretende Entstickung zu beschleunigen.

Zusammenfassung der Erfindung

Um die Probleme der oben beschriebenen herkömmlichen Verfahren zu lösen, haben die Erfinder der vorliegenden Erfindung geforscht und Untersuchungen angestellt, und die Erfinder der vorliegenden Erfindung stellen auf der Grundlage der Ergebnisse der Forschungen und Untersuchungen die vorliegende Erfindung vor.
Es ist daher eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung, eine Vorrichtung zum Frischen von Stahlschmelze und ein entsprechendes Verfahren vorzusehen, bei dem der Kohlenstoff in der Stahlschmelze leicht entfernt, ein Temperaturabfall der Stahlschmelze effektiv verringert und ein stabiler Betrieb bewerkstelligt werden kann.
Beim Erfüllen der obigen Aufgabe weist die Vorrichtung zum Frischen von Stahlschmelze zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls erfindungsgemäß Folgendes auf:
Eine RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung, die aus einem Behälter und einem Schnorchel besteht, der aus einem Aufstiegsstutzen und einem Abstiegsstutzen besteht, und wobei die Vorrichtung weiter aufweist:
mehrere Gas-Einblas-Lanzendüsen, von denen jede aus einem Innenrohr und einem Außenrohr besteht, die über der Oberfläche einer Stahlschmelze an einer Seitenwand des Behälters der RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung auf einer Höhe von 1,9 bis 3,0 Mal dem Radius des Behälters angebracht sind, zum Einblasen von Gas auf die Stahlschmelze im Unterdruckbehälter; wobei das Innenrohr eine Verengung zur Erzeugung eines Düsenstrahls mit Überschallgeschwindigkeit aufweist und das Außenrohr Kühlgas zum Kühlen des Innenrohrs einbläst; weitere Merkmale der erfindungsgemäßen Vorrichtung sind in Anspruch 1 aufgeführt.
In einem weiteren Aspekt weist das Verfahren zum Frischen einer Stahlschmelze zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls unter Verwendung einer RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung mit einem Behälter und einem Schnorchel, der aus einem Aufstiegsstutzen und einem Abstiegsstutzen besteht, die folgenden Schritte auf:
Anbringen an der Seitenwand des Behälters der RH- Unterdruck-Entgasungsvorrichtung von mehreren Gas-Einblas- Lanzendüsen, von denen jede aus einem Innenrohr, der einen geraden Teil und eine Verengung zum Bilden des Düsenstrahls mit Überschallgeschwindigkeit aufweist, und einem Außenrohr zum Einblasen von Kühlgas zum Kühlen des Innenrohrs besteht;
Anheben einer Stahlschmelze enthaltenden Giespfanne, Liefern von Zirkulationsgas in den Aufstiegsstutzen und Verringern des Innendrucks des Behälters, so dass Stahlschmelze von der Giespfanne durch den Aufstiegsstutzen in den Behälter steigt; und
Einblasen sauerstoffhaltigen Gases oder von Sauerstoff in der Form eines Düsenstrahls auf die Stahlschmelze durch das Innenrohr nach dem Erkennen eines Innendrucks von 150 mBar im Behälter und Einblasen von Kühlgas durch das Außenrohr zum Kühlen des Innenrohrs; weitere Merkmale des erfindungsgemäßen Verfahrens sind in Anspruch 8 aufgeführt.

Kurzbeschreibung der Zeichnungen

Die obigen Aufgabe und weitere Vorteile der vorliegenden Erfindung werden aus der eingehenden Beschreibung der bevorzugten Ausführungsform der vorliegenden Erfindung anhand der Zeichnungen ersichtlich. Es zeigt:
Fig. 1: den Aufbau einer herkömmlichen Stahlschmelzefrischvorrichtung zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls;
Fig. 2: den Aufbau einer weiteren herkömmlichen Stahlschmelzefrischvorrichtung zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls;
Fig. 3: den Aufbau noch einer weiteren herkömmlichen Stahlschmelzefrischvorrichtung zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls;
Fig. 4: die erfindungsgemäße Stahlschmelzefrischvorrichtung;
Fig. 5: einen Fall, bei dem bei der erfindungsgemäßen Vorrichtung zwei Düsen vorgesehen sind;
Fig. 6: einen Fall, bei dem bei der erfindungsgemäßen Vorrichtung vier Düsen vorgesehen sind;
Fig. 7: einen Schnitt in Längsrichtung der bei der erfindungsgemäßen Stahlschmelzefrischvorrichtung vorgesehenen Düse;
Fig. 8: einen Schnitt entlang einer Linie B-B von Fig. 7;
Fig. 9: einen Zustand, bei dem Düsenstrahlen aus den Düsen der erfindungsgemäßen Stahlschmelzfrischvorrichtung ausgeblasen werden;
Fig. 10: eine graphische Darstellung, welche die Entkohlungsreaktionsrate des erfindungsgemäßen Verfahrens und ein Vergleichsbeispiel zeigen;
Fig. 11: eine graphische Darstellung, welche den Kohlenstoffgehalt in den Stahlschmelzen für das erfindungsgemäße Verfahren und ein Vergleichsbeispiel zeigt;
Fig. 12: eine graphische Darstellung, die den Stahlschmelzen-Temperaturabfall pro Minute während der Entkohlung der vorliegenden Erfindung und ein Vergleichsbeispiel zeigt;
Fig. 13: eine graphische Darstellung, die eine Postverbrennungsrate während der Entkohlung bei der vorliegenden Erfindung und ein Vergleichsbeispiel zeigt;
Fig. 14: die Strahlform des eingeblasenen Gases für verschiedene Formen der Lanzendüsen, und
Fig. 15: den Oberflächenverlauf einer Stahlschmelze während des Einblasens von Sauerstoff bei der vorliegenden Erfindung.

Detaillierte Beschreibung der bevorzugten Ausführungsform

Wie in Fig. 4 und 7 gezeigt, weist die Stahlschmelzefrischvorrichtung nach der vorliegenden Erfindung mehrere Gas-Einblas-Lanzendüsen 10 auf, die an der Seitenwand eines Behälters 110 einer herkömmlichen RH-Unterdruck- Entgasungsvorrichtung angebracht sind. Jede der Lanzendüsen besteht aus einem Innenrohr 12 und einem Außenrohr 14. Das Innenrohr 12 bläst Sauerstoff oder ein Sauerstoff enthaltendes Gas in der Form eines Düsenstrahls ein, und das Außenrohr 14 bläst Kühlgas zum Kühlen des Innenrohrs 12 ein.
Wie in Fig. 7 gezeigt, weist das Innenrohr 12 der Lanzendüse 10 eine Verengung 17 auf, die einen Düsenstrahl einer Überschallgeschwindigkeit während des Einblasens von Sauerstoff oder eines Sauerstoff enthaltenden Gases bildet. Ein vorderer Endteil 10a der Lanzendüse 10 sollte vorzugsweise mit einer Innenwand 110a des Behälters 110 abschließen.
Außerdem sollten die an der Seitenwand des Unterdruckbehälters angebrachten Lanzendüsen 10 vorzugsweise in einer Anzahl von 2 oder 4 vorgesehen sein. Die Gründe sind die Folgenden: Wenn nämlich nur eine Lanzendüse 10 installiert ist, sollte die Größe der Lanzendüse 10 so groß sein, dass sie zum Einblasen von genügend Sauerstoff ausreicht, und daher ergibt sich eine Schwierigkeit bei der Durchführung von Wartungsarbeiten. Wenn drei Lanzendüsen 10 angebracht sind, dann ist es schwierig, die Düsen 10 symmetrisch auf der Seitenwand des Behälters 110 anzubringen. Daher kann der Fluss der Stahlschmelze behindert werden, und es ist schwierig, den Feuerpunkt auf der Oberfläche der Stahlschmelze zu setzen.
Währenddessen trifft man in dem Fall, wo fünf oder mehr Lanzendüsen 10 angebracht sind, auf die folgenden Schwierigkeiten: Der Zeitraum des Lieferns von Sauerstoffgas ist nämlich viel kürzer, als derjenige zur Durchführung der Entkohlung. Während des Zeitraums, da Sauerstoffgas nicht eingeblasen wird, wird ein inertes Gas, wie zum Beispiel Argon oder Stickstoff durch das Außenrohr 14 geliefert, so dass das Innenrohr 12 gegen einen thermischen Schmelzverlust geschützt werden kann, und es kann das Anhaften eines Pfannenrestes verhindert werden. Bei der Herstellung von ultra niedrig gekohlten Stahls kann Stickstoff ohne Einschränkung des Stickstoffgehalts verwendet werden.
Daher muss in dem Fall, wo die Anzahl der Lanzendüsen 10 die Anzahl 5 erreicht oder übersteigt, das Außenrohr 14 Kühlgas in erhöhter Menge einblasen. Dabei wird nicht nur der Unterdruck verringert, sondern es werden auch die Wartungen an der Lanzendüse 10 schwierig. Daher sollten vorzugsweise 2 oder 4 Lanzendüsen 10 installiert werden. Außerdem sollten die Lanzendüsen 10 vorzugsweise bei einer Höhe von 1,9 bis 3,0 Mal dem Radius des Behälters über der Oberfläche der Stahlschmelze M angebracht werden. Wenn die Höhe geringer als 1,9 Mal der Behälterradius ist, wird der Winkel θ1 zwischen der Lanzendüse 10 und der Innenwand 110a des Behälters im Verhältnis zu klein. Daher wird es während der Installation der Lanzendüsen 10 schwierig, das feuerfeste Material um die Seitenwand des Behälters zu schneiden. Außerdem kollidiert der Sauerstoffdüsenstrahl mit dem unterhalb der Lanzendüse 10 befindlichen feuerfesten Material, und daher wird die Lebensdauer des feuerfesten Materials verkürzt.
Wenn die Höhe der Lanzendüse 10 über 3,0 Mal dem Behälterradius liegt, wird der Wirkungsgrad der Reaktion des Sauerstoffdüsenstrahls aufgrund der hohen Lage der Lanzendüse 10 gering. Außerdem kann es sein, dass der Sauerstoffdüsenstrahl auf die gegenüberliegende Seitenwand trifft und die Lebensdauer des getroffenen Teils verkürzt.
Wenn daher der Radius des Behälters 1040 mm beträgt, ist die optimale Höhe der Lanzendüse 1976 mm bis 3120 mm oberhalb der Oberfläche der Stahlschmelze.
Der Winkel θ1 zwischen der Lanzendüse 10 und der Seitenwand des Behälters sollte vorzugsweise zwischen 20 und 35º betragen. Wenn der Winkel θ1 geringer als 20º ist, trifft der Sauerstoffdüsenstrahl Z auf das unterhalb der Lanzendüse befindliche feuerfeste Material und verursacht eine Verkürzung der Lebensdauer des feuerfesten Materials. Wenn jedoch der Winkel θ1 größer als 35º ist, verlässt der Sauerstoffdüsenstrahl Z den Feuerpunkt der Oberfläche der Stahlschmelze und trifft auf das feuerfeste Material der gegenüberliegenden Seitenwand des Behälters. Folglich wird die Lebensdauer des feuerfesten Materials beträchtlich verkürzt, und daher wird das Einblasen von Sauerstoffgas in diesem Fall praktisch unmöglich.
Währenddessen sollten in dem Fall, wo zwei Lanzendüsen 10 vorgesehen sind, wie in Fig. 5 gezeigt, die Positionen der Lanzendüsen 10 an der Seitenwand in einer Draufsicht wie folgt sein. Eine die beiden Lanzendüsen 10 verbindende und durch die Mitte des Gefäßes führende gestrichelte Linie L1 sollte einen Winkel θ2 von 60º bis 120º im Verhältnis zu einer einen Aufstiegsstutzen 121 und einen Abstiegsstutzen 122 eines Schnorchels 120 verbindenden gestrichelten Linie L2 bilden.
Wenn der Winkel θ2 kleiner als 60º oder größer als 120w ist, ist der Zündpunkt auf der Oberfläche der Stahlschmelze mehr bei einem Aufstiegsstutzen oder bei einem Abstiegsstutzen. Folglich wird der Fluss der Stahlschmelze M, die von der Pfanne 140 in das Gefäß 110 eingebracht wird, verhindert, und daher sollte der Winkel θ2 vorzugsweise zwischen 60 und 120º liegen.
In dem Fall, wo vier Lanzendüsen 10 installiert sind, wie in Fig. 6 gezeigt, müssen die Lanzendüsen 10 wie folgt angeordnet sein. Die die beiden gegenüberliegenden Paare der Lanzendüsen 10 verbindenden Geraden L3 und L4 sollten nämlich durch die Mitte C des Behälters 110 gehen, und die zwei Geraden L3 und L4 sollten sich im rechten Winkel schneiden. Daher ist es in dem Fall, wo vier Lanzendüsen 10 installiert sind, am effektivsten, die Geraden L3 und L4 durch den Mittelpunkt des Unterdruckbehälters gehen zu lassen und die beiden Geraden L3 und L4 sich in einem rechten Winkel schneiden zu lassen.
Wie in Fig. 7 und 8 gezeigt, besteht jede der Sauerstoff- Einblas-Lanzendüsen 10 aus einem Innenrohr 12 und einem Außenrohr 14. Das Innen- und Außenrohr 12 bzw. 14 sind koaxial um eine Mittellinie H angeordnet. Es ist vorzuziehen, einen Zwischenraum von 2 bis 4 mm zwischen einem Außenumfang des Innenrohrs 12 und einem Innenumfang 14a des Außenrohrs 14 vorzusehen. Wenn der erwähnte Zwischenraum kleiner als 2 mm ist, ist die Schnittfläche des Raums zwischen dem Innenrohr 12 und dem Außenrohr 14 zu klein, und daher kann Kühlgas nicht in ausreichender Menge geliefert werden. Außerdem ist es bei der Herstellung der Lanzendüse 10 schwierig, das Innenrohr 12 und das Außenrohr koaxial um die Mittellinie H anzuordnen und das Innenrohr 12 und das Außenrohr 14 mit der gleichen Dicke herzustellen.
Wenn jedoch der erwähnte Zwischenraum größer als 4 mm ist, wird die Querschnittsfläche des erwähnten Raums zu groß, und daher wird die Kühlgaseinblasrate zu hoch, was dazu führt, dass der Unterdruck sinkt. Es ist daher vorzuziehen, einen Zwischenraum von zwischen 2 und 4 mm vorzusehen.
Inzwischen sollte das Innenrohr 12 und das Außenrohr 14 vorzugsweise aus Edelstahl, feuerfestem Material, Keramik oder einer Metalllegierung hergestellt werden, die bei einer Temperatur von 1200º 2 oder darüber die erforderliche Festigkeit behält.
Inzwischen sollte die Dicke des Innenrohrs 12 und des Außenrohrs 14 vorzugsweise 3-6 mm sein und der Grund dafür ist der Folgende: Wenn nämlich die Dicke geringer als 3 mm ist, kann das Rohr dem Druck des Sauergases oder Argongases nicht widerstehen. Wenn die Dicke größer als 6 mm ist, ergibt sich der Nachteil, dass sich die Kosten der Lanzendüse 10 erhöhen.
Wie in Fig. 7 gezeigt, ist die Innenoberfläche des Innenrohrs 12 der Lanzendüse 10 eingeschnürt und läuft auf eine Verengung 17 zu, und ein zylindrischer Teil 17a wird an der Verengung 17 gebildet. Dann erweitert er sich in einem konstanten Winkel θ3, und am vorderen Ende 10a der Lanzendüse 10 wird ein maximaler Innendurchmesser R2 gebildet.
Unter dieser Bedingung sollte der zylindrische Teil (gerade Teil) 17a der Verengung 17 vorzugsweise eine Länge von 4-6 mm haben, und der Grund dazu ist der Folgende: Wenn die Länge nämlich geringer als 4 mm ist, kann sie dem Gasdruck nicht widerstehen. Wenn die Länge größer als 6 mm ist, wird unter dem angelegten Gasdruck die Reibung erhöht, was dazu führt, dass der Gasdruck verringert wird, was beim Einblasen von Gas einen Nachteil darstellt.
Inzwischen sollte der Winkel θ3 des vorderen Endteils vorzugsweise 3-10º betragen, und der Grund ist der Folgende: Bei einem Winkel von weniger als 3º kann nämlich keine Überschallgeschwindigkeit erreicht werden. Wenn der Winkel größer als 10º wird, tritt bei dem Düsenstrahl eine Streuung auf, und die Fließgeschwindigkeit wird verringert.
Inzwischen sollte das Verhältnis des Innendurchmessers R1 der Verengung 17 zum Innendurchmesser R2 des vorderen Endteils 10a der Düse 10 vorzugsweise 1,1-3,0 sein. Der Grund ist der Folgende: Wenn nämlich das Verhältnis (R2/R1) geringer als 1, 1 ist, kann keine Überschallgeschwindigkeit erreicht werden. Wenn das Verhältnis 3,0 überschreitet, muss der Zuleitungsdruck des Sauerstoffgases sehr hoch sein, und der erforderliche Druckpegel kann industriell nicht erreicht werden.
Wenn der Winkel A3 des vorderen Endes 4 ist, und das Verhältnis (R2/R1) 1,7 ist, dann erreicht die Sauerstoffgasgeschwindigkeit Mach 2.0 (630 m/s).
Es folgt eine Beschreibung des Verfahrens zum Frischen von Metallschmelze durch die Verwendung der erfindungsgemäßen Frischvorrichtung.
Eine Stahlschmelze, an der der Konverter-Frischvorgang durchgeführt wurde, wird in die Gießpfanne 140 abgestochen, und die Pfanne 140 wird zur erfindungsgemäßen Frischvorrichtung gebracht.
Dann wird mittels einer Zirkulationsgasversorgungsvorrichtung 130 ein Zirkulationsgas in einen Aufstiegsstutzen 121 geleitet, während die Gießpfanne 140 angehoben wird. Zur gleichen Zeit wird zum Absenken des Innendrucks des Behälters 110 eine Saugpumpe 125 aktiviert, so dass Stahlschmelze M der Gießpfanne 140 durch einen Aufstiegsstutzen 121 in den Behälter 110 aufsteigt.
Unter dieser Bedingung ist die Steighöhe der Stahlschmelze im Behälter 110 je nach einer Druckdifferenz zwischen der Außenluft und dem Innenraum des Behälters 110 unterschiedlich. Wenn zum Beispiel der Innendruck des Behälters 150 mBar ist, dann wird die Steighöhe der Stahlschmelze 200 mm.
Nach Beginn des Frischens wird, wenn der Innendruck des Unterdruckbehälters 110 150 mBar erreicht, Sauerstoffgas oder Sauerstoff enthaltendes Gas durch das Innenrohr 12 der Lanzendüse 10 der Frischvorrichtung 1 in einer solchen Weise zur Oberfläche der Stahlschmelze geblasen, dass sich ein Düsenstrahl bilden sollte. Gleichzeitig wird durch das Außenrohr 14 Kühlgas zum Kühlen des Innenrohrs 12 eingeblasen.
Die Gaseinblasung durch das Innenrohr 12 wird mindestens 3 Minuten vom Anfang der Einblasung oder maximal bis zum Ende der Entkohlung durchgeführt. Eine Gaseinblasung durch das Außenrohr 14 wird so lange ausgeführt, bis das Frischen abgeschlossen ist.
Wenn Sauerstoffgas mit Überschallgeschwindigkeit eingeblasen wird, bevor der Unterdruckpegel des Unterdruckbehälters 110 150 mBar erreicht, bildet sich auf der Oberfläche der Stahlschmelze M ein großer Hohlraum D, wie in Fig. 15 gezeigt. Es wird daher befürchtet, dass am Boden des feuerfesten Materials im Behälter ein Schaden entstehen könnte. Daher ist es vorzuziehen, dass das Einblasen des Sauerstoffgases oder Sauerstoff enthaltenden Gases erst einsetzt, nachdem 150 mBar erreicht wurde.
Sauerstoff enthaltendes Gas, das durch das Innenrohr 12 der Lanzendüse 10 eingeblasen wird, sollte vorzugsweise eine Mischung von Sauerstoff und Kohlenmonoxid sein.
Bei einem Frischen einer Stahlschmelze wird die Mischung aus Sauerstoff und Kohlenmonoxid durch die Innenrohre 12 der mehreren Lanzendüsen 10 mindestens 3 Minuten lang höchstens bis zum Abschluss der Entkohlung mit der vorbestimmten Fließrate eingeblasen. Es wird daher eine in der noch zu zeigenden Gleichung 3 dargestellte Reaktion veranlasst, so dass der Temperaturabfall der Stahlschmelze wirkungsvoll verringert werden kann.
Wenn unter dieser Bedingung die Lanzendüse 10 aus Edelstahl oder einer wärmeresistenten Legierung hergestellt ist, sollte der Anteil von Kohlenmonoxid in der Gasmischung vorzugsweise 30% nicht übersteigen. Wenn er 30% übersteigt, wird die Entkohlungsreaktion von Gleichung 2 (noch zu zeigen) behindert, und die Reaktion von Gleichung 3 kann nicht stattfinden. Außerdem wird eine bestimmte Menge von Kohlenmonoxid in eine Saugpumpe 125 in verstärktem Maße angesaugt, was zum Ergebnis hat, dass die Umweltverschmutzung zunimmt und dass die Lebensdauer der Lanzendüse 10 verkürzt wird.
Außerdem kann das durch das Außenrohr 14 der Lanzendüse 10 eingeblasene Kühlgas Argongas, Kohlendioxid, andere inerte Gase, Kohlenmonoxid enthaltende Gasmischungen oder Kohlendioxid enthaltende Gasmischungen sein. Stickstoff kann als ein inertes Gas verwendet werden, wenn ultra niedrig gekohlter Stahl hergestellt wird, bei dem der Stickstoffgehalt nicht geregelt wird.
In dem Fall, wo eine Mischung von Argon und Kohlenmonoxid als das Kühlgas des Außenrohres 14 verwendet wird, reagiert Kohlenmonoxid, wie in Gleichung 3 gezeigt, im Behälter mit dem Sauerstoffgas, was dazu führt, dass im Vergleich zu dem Fall, wo nur Argon verwendet wird, eine große Wärmemenge erzeugt wird. Inzwischen sollte in dem Teil, wo die Lanzendüse 10 aus Edelstahl oder einer wärmeresistenten Legierung hergestellt ist, das Volumensverhältnis von Kohlenmonoxid in der Gasmischung vorzugsweise 30% nicht überschreiten. Wenn es 30% überschreitet, kann die Reaktion von Gleichung 3 nicht stattfinden. Außerdem wird eine gewisse Menge von Kohlenmonoxid von einer Saugpumpe 125 zu einem verstärkten Grad angesaugt, was dazu führt, dass die Umweltverschmutzung erhöht und dass die Lebensdauer der Lanzendüse 10 verkürzt wird.
In dem Fall, wo Kohlendioxid durch das Außenrohr 14 eingeblasen wird, wird das Innenrohr 12 auf einfache Weise gekühlt und gleichzeitig Argon gespart, und daher kann bei den Herstellungskosten für Stahlschmelze gespart werden. Inzwischen können in dem Fall, wo eine Stahlschmelze M zur Herstellung ultra niedrig gekohltem Stahls gefrischt wird, Sauerstoffquellen, wie zum Beispiel Eisenerz oder Walzzunder zusammen mit dem Trägergas, wie zum Beispiel Argon oder Sauerstoff, mit hoher Geschwindigkeit durch das Innenrohr 12 der Lanzendüse 10 auf die Oberfläche der Gasschmelze M geblasen werden. Auf diese Weise kann der Entkohlungszeitraum auf einfache Weise verkürzt werden, und die Karbonkomponente kann ganz einfach verringert werden. Der Grund ist der Folgende: Mit hoher Geschwindigkeit eingeblasenes Eisenerz oder Walzzunder dringt in die Stahlschmelze ein und zersetzt sich in Eisen und löslichen Sauerstoff, wodurch der Stahlschmelze Sauerstoff zugeführt wird und Stellen für eine Entkohlungsreaktion geschaffen werden. Hier sollte die Lanzendüse vorzugsweise aus Keramik oder feuerfestem Material hergestellt sein, und durch das Außenrohr 14 eingeblasenes Gas sollte vorzugsweise aus Kohlenmonoxid bestehen.
In dem Fall, wo die Lanzendüse aus Edelstahl oder einer wärmeresistenten Legierung hergestellt ist, wird das Innenrohr 12 durch Eisenerz oder Walzzunder schnell verschlissen, wodurch die Lebensdauer der Lanzendüse 10 verkürzt wird. Der Grund, warum Kohlenmonoxid durch das Außenrohr 14 eingeblasen wird, besteht darin, dass die aufgrund der Reaktion von Gleichung 3 entstehende Temperatur ausgeglichen werden muss.
Der Einblasdruck von Sauerstoff oder einem Sauerstoff enthaltenden Gas, das durch das Innenrohr 12 der Lanzendüse 10 eingeblasen wird, sollte vorzugsweise 8,5-13,5 kg/cm² sein.
Wenn der Einblasdruck geringer als 8,5 kg/cm² ist, muss der Innendurchmesser des Innenrohrs 12 der Lanzendüse 10 groß sein, um die erforderliche Sauerstoffmenge sicherzustellen. Außerdem sollte das Kühlgas, wie zum Beispiel ein inertes Gas, während des Frischens in erhöhter Menge durch das Außenrohr 14 zugeführt werden, was den Unterdruckpegel beeinträchtigen könnte.
In dem Fall, wo der Einblasdruck größer als 13,5 kg/cm² ist, besteht ein Vorteil darin, dass der Durchmesser des Innenrohres 12 verringert werden kann, jedoch wird die Tiefe des Hohlraums oder der Vertiefung D, die auf der Oberfläche der Stahlschmelze gebildet wird, erhöht, wodurch sich die Lebensdauer des feuerfesten Materials am Boden des Gefäßes 110 verkürzt.
Die Einblasrate von Sauerstoff oder Sauerstoff enthaltendem Gas sollte vorzugsweise 20-50 Nm³/min sein. Wenn die Einblasrate geringer als 20 Nm³/min ist, wird der Einblaszeitraum erhöht, und daher erhöht sich auch die Frischzeit.
Wenn andererseits die Einblasrate größer als 50 Nm³/min ist, verkürzt sich der Einblaszeitraum, doch wird der Wirkungsgrad der Sauerstoffreaktion verringert, da eine große Menge Sauerstoff innerhalb eines kurzen Zeitraumes eingeblasen wird. Weiter sollte der Durchmesser des Innenrohres 12 groß gemacht werden, und das Kühlgas sollte in vergrößerter Menge durch das Außenrohr 14 geliefert werden, was dazu führt, dass der Unterdruckpegel beeinträchtigt wird.
Die Menge des Sauerstoffgases, das auf die Gasschmelze M geblasen wird, wird entsprechend dem Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze in der folgenden Weise eingestellt. Für jedes 0,01 Gewichtsprozent von Kohlenstoff in der Stahlschmelze sollte nämlich Sauerstoffgas vorzugsweise in einer Menge von 0,9 bis 1, 2 Nm³ pro Tonne geschmolzenen Stahls eingeblasen werden (Nm²/T-S).
Wenn der Sauerstoff weniger als 0,9 Nm³/T-S ist, dann werden die Entkohlungsreaktion und die Postverbrennungsreaktion relativ klein. Wenn es 1, 2 Nm³/T-S übersteigt, können die Entkohlungsreaktion und die Postverbrennungsreaktion wie gewünscht erhalten werden, doch wird die Sauerstoffkonzentration innerhalb der Stahlschmelze übergroß. Es muss daher zuviel Deoxidationsmittel verwendet werden, und die Produktqualität verschlechtert sich.
Kühlgas, das durch das Außenrohr 14 eingeblasen wird, sollte vorzugsweise einen Druck von 3,0 bis 5,0 kg/cm² haben, während seine Einblasrate vorzugsweise 3,0 bis 5.0 Nm³/min betragen sollte.
Wenn der Druck geringer als 3,0 kg/cm² ist, muss der Durchmesser des Außenrohres 14 um einen erforderlichen Grad zur Gaseinblasung erhöht werden, wodurch sich die Herstellungskosten der Lanzendüse erhöhen. Wenn der Druck höher als 5,0 kg/cm² ist, wird der Durchmesser des Außenrohres verringert, was wirtschaftlich vorteilhaft ist. Vom Außenrohr 14 eingeblasenes Gas kollidiert jedoch mit dem Sauerstoffstrahl Z des Innenrohres 12 unmittelbar nach dem Austreten aus dem Außenrohr, und daher wird der Wirkungsgrad der Sauerstoffreaktion verringert.
Wenn inzwischen Gas aus dem Außenrohr 14 eine Einblasrate von weniger als 3.0 Nm³/min hat, kann der erforderliche Kühlwirkungsgrad nicht erreicht werden. Deshalb steigt die Temperatur des Innenrohres 12, weshalb beim Innenrohr 12 ein Schmelzverlust entsteht, wodurch die Lebensdauer des Innenrohres 12 verkürzt wird. Wenn andererseits die Einblasrate 5,0 Nm³/min übersteigt, wird die Gasversorgung erhöht, wodurch der Unterdruckpegel beeinträchtigt wird. Daher ist es vorzuziehen, die Einblasrate auf 3,0 bis 5,0 Nm³/min zu begrenzen.
Das durch das Außenrohr 14 eingeblasene Gas übernimmt die Rolle des Verhinderns eines Schmelzens des Innenrohres 12 durch Strahlungswärme, und daher sollte das Gas vorzugsweise eine Temperatur von 30t oder darunter aufweisen. Bei einer Temperatur über diesem Niveau kann die erforderliche Kühlfähigkeit nicht erzielt werden.
Bei der vorliegenden Erfindung können Lanzendüsen in einer Anzahl von vier vorgesehen werden. Während der Entkohlung einer Stahlschmelze wird Sauerstoffgas oder Sauerstoff enthaltendes Gas mit einer Rate von 5-10 Nm³/min durch die Innenrohre der Lanzendüsen 10 eingeblasen, die zur Linken und zur Rechten des Eintauchrohrs 120 (Fig. 6) angebracht sind. Durch die verbleibenden Lanzendüsen 10 wird Sauerstoffgas oder Sauerstoff enthaltendes Gas mit einer Rate von 20-50 Nm³/min eingeblasen. Dadurch wird die Konzentration von Kohlenmonoxid im Abgas der Frischvorrichtung auf vorzugsweise 1% oder weniger gesteuert.
Bei der vorliegenden Erfindung können die Lanzendüsen in einer Anzahl von zwei vorgesehen werden. Am Beginn der Entkohlung einer Stahlschmelze wird Sauerstoffgas oder Sauerstoff enthaltendes Gas mit einer Rate von 5-10 Nm³/min durch die Innenrohre der Lanzendüsen 10 eingeblasen, während durch das Außenrohr 14 Kühlgas mit einer Rate von 3-5 Nm³/min eingeblasen wird. Dann wird bei einem Zwischenpunkt während der Entkohlung durch die Innenrohre Sauerstoffgas mit einer erhöhten Rate von 20-50 Nm³/min eingeblasen, während die Einblasung von Kühlgas durch das Außenrohr mit einer Rate von 3-5 Nm³/min fortgesetzt wird.
Außerdem wird bei der vorliegenden Erfindung nach Abschluss der Sauerstoffgaseinblasung durch das Innenrohr 12 bis zum Abschluss des Frischens ein Kühlgas durch das Innenrohr geblasen, so dass verhindert werden kann, dass ein Pfannenrest anhaftet.
Wenn Stahlschmelze auf der Grundlage des erfindungsgemäßen Verfahrens unter Verwendung der erfindungsgemäßen Frischvorrichtung gefrischt wird, tritt Folgendes in Erscheinung: Das durch das Innenrohr 12 zur Oberfläche der Stahlschmelze eingeblasene Sauerstoffgas bildet nämlich einen Düsenstrahl Z, wie in Fig. 9 gezeigt. Außerdem geschieht auf der Oberfläche der Stahlschmelze M eine Entkohlungsreaktion, wie in der Gleichung 2 unten gezeigt. Das einen Düsenstrahl Z bildende Sauerstoffgas drückt stark gegen die Stahlschmelze, wie in Fig. 15 gezeigt, wodurch ein Hohlraum D gebildet wird. Folglich wird der Oberflächenbereich, in dem die Entkohlungsreaktion geschieht, vergrößert, und die Reaktion von Gleichung 2 geschieht auf der Oberfläche. Daher kann die Kohlenstoffkomponente in der Stahlschmelze ganz einfach verringert werden, und der Entkohlungszeitraum kann effektiv verkürzt werden. Bei der Gleichung 2 ist es Sauerstoffgas, das durch die Lanzendüse 10 der Frischvorrichtung geblasen wird. Das [C] ist der Kohlenstoff, der sich in der Stahlschmelze löst.
1/2O&sub2;(g) + [C] = CO(g) (2)
CO(g) + 1/2O&sub2;(g) = CO&sub2;(g) + Q (3)
Inzwischen geschieht bei einer Wärmeerhaltungszone 20 eine Reaktion zwischen Kohlemonoxid und Sauerstoffgas. Kohlenmonoxid, das bei der Reaktion von Gleichung 3 beteiligt ist, wird durch die Reaktion der Gleichung 2 erzeugt, um dann zur Saugpumpe 125 aufzusteigen. Das Sauerstoffgas von Gleichung 3 ist dasjenige, das durch die Lanzendüse 10 eingeblasen wurde, und als Ergebnis der Gleichung 3 wird eine große Menge Wärme erzeugt. Folglich steigt die Innentemperatur der Behälters, und daher wird ein Anhaften von Pfannenrest an der Innenwand des Behälters verringert, während der Temperaturabfall während der Entkohlung der Stahlschmelze M verringert wird.
Es folgt eine Beschreibung der vorliegenden Erfindung anhand von tatsächlichen Beispielen.

< Beispiel 1>

In einer RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung mit einer Kapazität von 250 Tonnen wurden vier Lanzendüsen 10 angebracht. Die Höhe der Lanzendüsen war 2800 mm über der Oberfläche der Stahlschmelze M, d. h. 2,7 Mal der Innendurchmesser (1040 mm) des Behälters. Der Winkel zwischen der Lanzendüse 10 und der Seitenwand des Behälters war 20º, und alle vier Lanzendüsen 10 hatten den gleichen Winkel. Die Lanzendüse 10 war aus Edelstahl hergestellt, während der Innendurchmesser R1 der Verengung 17 und der Austrittsdurchmesser R2 des vorderen Endteils 10a 9,9 mm bzw. 12,4 mm waren. Der Winkel θ3 des divergierenden Abschnitts war 6º, der Zwischenraum zwischen dem Innenrohr 12 und dem Außenrohr 14 war 3 mm, und die Länge des zylindrischen Teils 17a der Verengung 17 war 4 mm.
Der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze M war 450 ppm, und der Zielkohlenstoffgehalt des besonders niedrig gekohlten Stahls war 50 ppm. Während der Entkohlung der Stahlschmelze für diesen ultra niedrig gekohlten Stahl wurde Sauerstoffgas mit einem Druck von 9,5 kg/cm² und einer Einblasrate von 30 Nm³/min durch die Innenrohre 12 der Düsen 10 geblasen. Argon mit einem Druck von 4,0 kg/cm² und mit einer Einblasrate von 4 Nm³/min wurde durch die Außenrohre 14 eingeblasen. Für eine Charge wurde Sauerstoffgas in einer Menge von 0,60 Nm³ pro Tonne der Stahlschmelze für einen Zeitraum von sechs Minuten beginnend mit einem Unterdruckpegel von 150 mBar eingeblasen. Unter dieser Bedingung war die Gesamtentkohlungszeit auf 16 Minuten beschränkt, und nach der Entkohlung von 16 Minuten wurde eine Minute lang eine Deoxidation durchgeführt.
Dann wurden zur Zeit des Beginns der Entkohlung (0 Minuten) und unmittelbar nach der Entkohlung (17 Minuten) Testproben entnommen. Diese Proben wurden in einen Kohlenstoff/Schwefel-Analysator zum Analysieren des Kohlenstoffgehalts gegeben. Durch Verwendung der Analysewerte wurde die Ratenkonstante der Entkohlung Kc auf Grund der unten angegebenen Gleichung 4 berechnet. Diese Konstanten zusammen mit derjenigen eines Vergleichsbeispiels sind in Fig. 10 veranschaulicht. In Gleichung 4 repräsentieren C (17) und C(O) den Kohlenstoffgehalt bei 17 bzw. 0 Minuten.
Außerdem wurde nach Ablauf von 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung der Kohlenstoffgehalt der Stahlschmelze gemessen, und die Resultate sind in Fig. 11 dargestellt.
Außerdem wurden 0 Minuten und 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung die Stahlschmelzentemperatur gemessen. Dann wurden Temperaturabfallraten α aufgrund einer unten angegebenen Gleichung 5 berechnet, und die Ergebnisse sind in Fig. 12 dargestellt.
In Gleichung 5 repräsentieren T (17) und D (0) die Temperaturen der Stahlschmelze bei 17 Minuten bzw. 0 Minuten nach Beginn der Entkohlung.
Außerdem wurde der Gehalt von Kohlenmonoxid und Kohlendioxid im Abgas der Frischvorrichtung und Verwendung eines Abgasanalyseinstruments gemessen. Dann wurden auf der Grundlage der unten angegebenen Gleichung 6 die Sekundärverbrennungsraten berechnet, und die Ergebnisse sind in Fig. 13 gezeigt.
Wie in Fig. 10 gezeigt, hat das erfindungsgemäße Frischen gezeigt, dass die Ratenkonstante der Entkohlung Kc 0,14 - 0,17 erreicht hat. Der Durchschnittswert war 0,16, und dies war beträchtlich höher als derjenige des Vergleichsbeispiels, bei dem Kc 0,10 - 0,13 und der Durchschnittswert 0,12 betrug. Wie in Fig. 11 gezeigt, hat sich bei der vorliegenden Erfindung gezeigt, dass der Kohlenstoffgehalt 16-25 ppm war, mit einem Durchschnitt von 20 ppm, während das Vergleichsbeispiel zeigte, dass er 35-45 ppm mit einem Durchschnitt von 42 ppm war. Es war daher offensichtlich, dass der Kohlenstoffgehalt bei der vorliegenden Erfindung beträchtlich geringer war als bei dem Vergleichsbeispiel.
Wie in Fig. 12 gezeigt, war, wenn die Stahlschmelze nach dem erfindungsgemäßen Verfahren gefrischt wird, die Temperaturabfallrate α -0,8 bis -1, 2, der Durchschnittswert war -1,0. Inzwischen war bei dem Vergleichsbeispiel die Temperaturabfallrate -1,3 bis -1,8 mit einem Durchschnittswert von -1,5. Hierdurch wird klar, dass eine große Menge von Wärme aufgrund der Gleichung 3 entstand.
Wie in Fig. 13 gezeigt, war in dem Fall, dass die Stahlschmelze nach dem erfindungsgemäßen Verfahren gefrischt wurde, die Postverbrennungsrate 95 - 82% mit einem Durchschnittswert von 87%, während beim Vergleichsbeispiel die Postverbrennungsrate 5-15% mit einem Durchschnittswert von 13% war. Daher ist die Postverbrennungsrate nach der vorliegenden Erfindung beträchtlich höher als diejenige des Vergleichsbeispiels. Hierdurch wird klar, dass die Reaktion von Fig. 3 sehr schnell von Statten ging und der graphischen Darstellung von Fig. 12 sehr gut entspricht.
Der erfindungsgemäße Frischvorgang und das Vergleichsbeispiel wurden jeweils 30 Mal durchgeführt, und der Anhaftungsgrad von Pfannenrest wurde durch Sichtprüfung beobachtet. Es zeigte sich, dass der Anhaftungsgrad bei der vorliegenden Erfindung sehr viel niedriger war als bei dem Vergleichsbeispiel. Wenn außerdem das Experiment über 100 Mal durchgeführt wurde, konnte ein Symptom der Explosion aufgrund eines Lecks von Lanzenkühlfluid während des Einblasens von Sauerstoff durch die wassergekühlten Lanzen 150 und 160 überhaupt nicht beobachtet werden.

< Beispiel 2>

Es wurden unter den gleichen Bedingungen wie von Beispiel 1 Experimente durchgeführt, außer dass die Sauerstoffeinblasbedingungen, wie unten beschrieben, anders waren. Dann wurde die Ratenkonstante der Entkohlung Kc überprüft, und die Ergebnisse sind in Fig. 10 gezeigt.
Bei diesem Beispiel wurde am Beginn des Frischens der Stahlschmelze Sauerstoffgas mit einer Rate von 5 Nm³/min durch die Innenrohre 12 der Lanzendüsen 10 eingeblasen, die zur Linken und Rechten der Eintauchrohre 120 (Fig. 6) und an der Wand des Behälters angebracht waren. Nach einem Verstreichen von 3 Minuten wurde die Einblasung auf 10 Nm³/min erhöht, und nach einem Verstreichen von 10 Minuten wurde die Einblasung auf 5 Nm³/min verringert. Dann wurde nach Abschluss der Entkohlung die Einblasung beendet.
Dies wurde zur Durchführung der Postverbrennungsreaktion von Gleichung 3 vorgenommen.
Inzwischen wurde durch die Innenrohre 12 der beiden anderen Lanzendüsen 10 Sauerstoffgas mit einer Rate von 20 Nm³/min von Minute 3 bis Minute 9 nach Beginn der Entkohlung eingeblasen, und dies war äquivalent zu 0,6 Nm³ Sauerstoff pro Tonne Stahlschmelze. Dies diente zur Förderung der Entkohlungsreaktion von Gleichung 2.
Bei diesem Beispiel zeigte das erfindungsgemäße Verfahren eine höhere Ratenkonstante der Entkohlung Kc im Vergleich mit dem Vergleichsbeispiel, wie in Fig. 10 gezeigt.
Bei dem Verfahren von diesem Beispiel wurde die Entkohlungsfähigkeit für ultra niedrig gekohlten Stahl gefördert, und gleichzeitig wurde die Postverbrennungsreaktion maximiert, so dass eine Emission von Kohlenmonoxid in die Atmosphärenluft verhindert wird.
Bei diesem Beispiel erreichte die Ratenkonstante der Entkohlung Kc 0,16 - 0,17, doch wurde der Kohlenmonoxidgehalt im Abgas der Frischvorrichtung bei lediglich 1,0 Volumenprozent oder weniger gehalten.

< Beispiel 3>

Dieses Beispiel wurde bei den gleichen Bedingungen wie Beispiel 1 durchgeführt, außer den Einblasbedingungen für Sauerstoffgas und Kühlgas.
Durch die Innenrohre 12 der Lanzendüsen 10 wurde nämlich Sauerstoffgas mit einer Rate von 30 Nm³/min mit einem Druck von 9,5 kg/cm² eingeblasen. Durch die Außenrohre 14 wurde eine Mischung aus Argon und Kohlenmonoxid mit einem Verhältnis von 8 : 2 in mit einer Rate von 4 Nm³/min mit einem Druck von 4,0 kg/cm² eingeblasen. Bei jeder Stahlschmelzencharge wurde Sauerstoffgas in einer Menge von 0,60 Nm³ pro Tonne Stahlschmelze durch die Innenrohre 12 eingeblasen, während eine aus Argon und Kohlenmonoxid bestehende Gasmischung in einer Menge von 0,25 Nm³ pro Tonne Stahlschmelze eingeblasen wurde. Die Einblasung wurde vom Beginn der Entkohlung bis zum Abschluss der Entkohlung durchgeführt.
Die oben beschriebenen Experimente wurden 50 Mal durchgeführt. Dann wurde wie bei Beispiel 1 die Ratenkonstante der Entkohlung Kc, der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze bei 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung, die Temperaturabfallrate α und die Postverbrennungsrate überprüft. Die Ergebnisse sind in Fig. 10, 11, 12 bzw. 13 gezeigt.
Wie in den Fig. 10-13 gezeigt, wies das erfindungsgemäße Verfahren eine größere Ratenkonstante der Entkohlung Kc im Vergleich mit dem Vergleichsbeispiel auf. Außerdem war im Vergleich zum Vergleichsbeispiel der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze gering, die Stahlschmelzentemperaturabfallrate α klein, und die Postverbrennungsrate hoch.

< Beispiel 4>

Dieses Beispiel wurde bei den gleichen Bedingungen wie denjenigen von Beispiel 3 durchgeführt, außer den unten Beschriebenen.
Sauerstoffgas wurde durch die Innenrohre 12 eingeblasen, und industrielles Kohlenmonoxid wurde durch die Außenrohre 12 mit einer Rate von 4 Nm³/min mit einem Druck von 4,0 kg/cm² eingeblasen. Um Korrosion der Lanzendüsen 10 durch Kohlenmonoxid zu verhindern, waren die Innenrohre und die Außenrohre aus Keramikmaterial hergestellt.
Die oben beschriebenen Experimente wurden 10 Mal durchgeführt. Dann wurden wie beim Beispiel 1, die Ratenkonstante der Entkohlung Kc, der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung, die Temperaturabfallrate α und die Postverbrennungsrate überprüft. Die Ergebnisse sind in den Fig. 10, 11, 12 bzw. 13 gezeigt.
Wie in Fig. 10-13 gezeigt, wies das erfindungsgemäße Verfahren eine größere Ratenkonstante der Entkohlung Kc im Vergleich zum Vergleichsbeispiel auf. Außerdem war im Vergleich zum Vergleichsbeispiel der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze gering, die Stahlschmelzetemperaturabfallrate α klein, und die Postverbrennungsrate hoch.
Bei diesem Beispiel war der Grund, warum die Stahlschmelzetemperaturabfallrate weiter verringert wurde, dass durch die Außenrohre eingeblasenes Kohlenmonoxid in der Postverbrennungsreaktion von Gleichung 3 teilnahm, wodurch eine große Wärmemenge erzeugt wurde. Andererseits ist der Grund, warum die Sekundärverbrennungsrate relativ verringert wurde, der, dass ein Teil des Kohlenmonoxids des Außenrohrs die Sekundärverbrennungsreaktion nicht beeinflussen konnte, sondern im Abgas ausgeleitet wurde. Dies ist die Einschätzung der vorliegenden Erfinder.

< Beispiel 5>

Dieses Beispiel wurde zu den gleichen Bedingungen wie Beispiel 3 durchgeführt, außer dass die Innenrohre 12 Sauerstoff einbliesen, und die Außenrohre 14 ein industrielles Kohlendioxidgas mit einer Rate von 45 Nm³/min mit einem Druck von 4,0 kg/cm² einbliesen.
Da der Preis von Argon relativ hoch ist, wurde durch die Außenrohre Kohlendioxid an Stelle von Argon eingeblasen, um so Stahlherstellungskosten einzusparen.
Die oben beschriebenen Beispiele wurden 10 Mal ausgeführt. Dann wurden wie beim Beispiel 1 die Ratenkonstante der Entkohlung Kc, der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung, die Temperaturabfallrate α und die Postverbrennungsrate überprüft. Die Ergebnisse sind in den Fig. 10, 11, 12 bzw. 13 dargestellt.
Wie in den Fig. 10-13 gezeigt, wies das erfindungsgemäße Verfahren eine größere Ratenkonstante der Entkohlung Kc im Vergleich mit derjenigen des Vergleichsbeispiels auf. Außerdem war verglichen mit dem Vergleichsbeispiel der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze gering, die Stahlschmelzentemperaturabfallrate α klein und die Postverbrennungsrate hoch.
Bei diesem Beispiel wurde die Postverbrennungsrate ganz erheblich erhöht, während die Stahlschmelzentemperaturabfallrate relativ erhöht wurde. Der Grund hierfür ist unserer Einschätzung nach, dass die Postverbrennungsrate auf der Grundlage der Gleichung 6 berechnet wurde, und Kohlendioxid aus den Außenrohren zu einer Erhöhung des Kohlendioxids im Abgas führte. Es wird vermutet, dass angesichts einer Erhöhung der Stahlschmelzentemperaturabfallrate im Vergleich zu Beispiel 3 das Kohlendioxid aus den Außenrohren die Postverbrennungsreaktion tatsächlich behindert.

< Beispiel 6>

Dieses Beispiel wurde bei den gleichen Bedingungen wie Beispiel 1 durchgeführt, außer dass durch die Innenrohre eine Gasmischung aus Sauerstoff und Kohlenmonoxid mit einem Verhältnis 8 : 2 und durch die Außenrohre Argon eingeblasen wurde.
Die oben beschriebenen Experimente wurden 35 Mal durchgeführt. Dann wurden wie beim Beispiel 1 die Ratenkonstante der Entkohlung Kc, der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung, die Temperaturabfallrate α und die Postverbrennungsrate überprüft. Die Ergebnisse sind in Fig. 10, 11, 12 bzw. 13 gezeigt.
Wie in Fig. 10-13 gezeigt, wies das erfindungsgemäße Verfahren eine größere Ratenkonstante der Entkohlung Kc im Vergleich mit dem Vergleichsbeispiel auf. Außerdem waren im Vergleich mit dem Vergleichsbeispiel der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze gering, die Stahlschmelzentemperaturabfallrate α klein und die Postverbrennungsrate hoch.

< Beispiel 7>

Dieses Beispiel wurde bei den gleichen Bedingungen wie Beispiel 1 durchgeführt, außer den unten Beschriebenen.
Bei diesem Beispiel waren die Innenrohre 12 und die Außenrohre 14 der Lanzendüse 10 aus einem feinen Keramikmaterial hergestellt. Während der Entkohlung wurde durch die Innenrohre 12 Sauerstoff mit einer Rate von 10 Nm³/min und 40 kg Walzenzunder gleichzeitig eingeblasen. Der Walzenzunder war ein Nebenprodukt, das einem Stranggussvorgang und Warmwalzvorgang in einem Stahlwerk entnommen wurde. Die Stahlkomponente des Walzzunders wurde mittels eines Magneten aussortiert und in eine Partikelgröße von 0,5 mm oder kleiner zermahlen.
Durch die Außenrohre wurde Kohlenmonoxid mit einer Rate von 4 Nm³/min mit einem Druck von 4,0 kg/cm² vom Beginn der Entkohlung bis zu ihrem Abschluss eingeblasen. Die eingeblasene Sauerstoffmenge war 0,25 Nm³ pro Tonne Stahlschmelze.
Die oben beschriebenen Beispiele wurden 10 Mal durchgeführt. Dann wurden wie beim Beispiel 1 die Ratenkonstante der Entkohlung Kc, der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze 17 Minuten nach Beginn der Entkohlung, die Temperaturabfallrate a und die Postverbrennungsrate überprüft. Die Ergebnisse sind in Fig. 10, 11, 12 bzw. 13 gezeigt.
Wie in den Fig. 10-13 gezeigt, wies das erfindungsgemäße Verfahren eine größere Ratenkonstante der Entkohlung Kc im Vergleich mit dem Vergleichsbeispiel auf. Weiter war verglichen mit dem Vergleichsbeispiel der Kohlenstoffgehalt in der Stahlschmelze gering, die Stahlschmelzentemperaturabfallrate α klein und die Postverbrennungsrate hoch.
Bei diesem Beispiel wurde der Kohlenstoffgehalt in der schließlich entkohlten Stahlschmelze weiter verringert. Der Grund dafür ist, dass der eingeblasene Walzzunder tief in die Stahlschmelze eindringt, und sich dort in Stahl und löslichen Sauerstoff zersetzt. Auf diese Weise wurde der Stahlschmelze Sauerstoff zugeführt und es werden gleichzeitig Entkohlungsstellen geschaffen.
Wie bei den oben beschriebenen Beispielen zu sehen ist, kann bei einem Frischen einer Stahlschmelze nach der vorliegenden Erfindung ultra niedrig gekohlter Stahl mit einem Kohlenstoffgehalt von 20 ppm oder weniger auf stabile Weise hergestellt werden.
Erfindungsgemäß kann wie oben beschrieben der Entkohlungszeitraum zum Herstellen ultra niedrig gekohlten Stahls beträchtlich verringert werden, die Stahlschmelzentemperaturabfallrate während der Entkohlung effektiv verringert und der Pfannenrest an der Innenwand des Behälters verringert werden. Außerdem kann bei einem Einblasen von Sauerstoffgas durch wassergekühlte Lanzendüsen die Gefahr eines Lanzenkühlwasserlecks ausgeschlossen werden.

Claims

1. Vorrichtung zum Frischen von Stahlschmelze zur Herstellung von ultra niedrig gekohltem Stahl, die Folgendes aufweist:

- eine RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung, die aus einem Behälter (110) und einem Schnorchel (120) besteht, der aus einem Aufstiegsstutzen (121) und einem Abstiegsstutzen (122) besteht, wobei

- die Vorrichtung weiter aufweist:

- mehrere Gas-Einblas-Lanzendüsen (10), von denen jede aus einem Innenrohr (12) und einem Außenrohr (14) besteht, die über der Oberfläche einer Stahlschmelze an einer Seitenwand des Behälters der RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung auf einer Höhe von 1, 9 bis 3,0 mal dem Radius des Behälters angebracht sind, zum Einblasen von Gas auf die Stahlschmelze im Unterdruckbehälter;

- wobei das Innenrohr (12) eine Verengung (17) zur Erzeugung eines Düsenstrahls mit Überschallgeschwindigkeit aufweist und das Außenrohr (14) Kühlgas zum Kühlen des Innenrohrs einbläst,

- wobei jede der Lanzendüsen (10) einen vorderen Endteil (10a) aufweist und jede der Lanzendüsen so angebracht ist, dass der vordere Endteil (10a) bis zu einer Innenwand (110a) des Behälters (110) reicht, wobei die Verengung (17) einen geraden zylindrischen Teil (17a) hat und die umlaufende Innenoberfläche des Innenrohrs (12) sich von der Verengung (17) mit einem konstanten Winkel (θ3) von 3 bis 10º zum vorderen Endteil (10a) hin erweitert und der Winkel (θ1) zwischen der Gas-Einblas-Lanzendüse (10) und der Seitenwand des Behälters im Bereich von 20 bis 35 liegt.

2. Vorrichtung nach Anspruch 1, bei der zwei oder vier Lanzendüsen (10) vorgesehen sind.

3. Vorrichtung nach Anspruch 1, bei der zwei Lanzendüsen (10) vorgesehen sind und eine Gerade (L1), die die beiden Lanzendüsen (10) verbindet und durch eine Mitte des Behälters geht, einen Winkel θ2 von 60 bis 120º mit einer Geraden (L2) bildet, die den Aufstiegsstutzen (121) und den Abstiegsstutzen (122) des Schnorchels (120) verbindet.

4. Vorrichtung nach Anspruch 1, bei der vier Lanzendüsen (10) vorgesehen sind und Geraden (L3) und (L4), die zwei gegenüber liegende Paare der Lanzendüsen (10) verbinden, durch eine Mitte (C) des Behälters (110) gehen und die beiden Geraden (L3) und (L4) sich in einem rechten Winkel schneiden.

5. Vorrichtung nach Anspruch 1, bei der ein Zwischenraum von 2 bis 4 mm zwischen einem Außendurchmesser (12a) des Innerohrs (12) und einem Innendurchmesser (14a) des Außenrohrs (14) gebildet wird.

6. Vorrichtung nach Anspruch 1, bei der der gerade zylindrische Teil (17a) eine Länge von 4 bis 6 mm hat.

7. Vorrichtung nach Anspruch 1, bei der ein Innendurchmesser (R1) der Verengung (17) und ein Innendurchmesser (R2) des vorderen Endteils (10a) ein Größenverhältnis von 1, 1 bis 3,0 haben.

8. Verfahren zum Frischen einer Stahlschmelze zur Herstellung ultra niedrig gekohlten Stahls unter Verwendung einer RH-Unterdruck-Entgasungsvorrichtung mit einem Unterdruckbehälter (110) und einem Schnorchel (120), der aus einem Aufstiegsstutzen (121) und einem Abstiegsstutzen (122) besteht, mit den folgenden Schritten:

- Bereitstellen mehrerer Gas-Einblas-Lanzendüsen (10), von denen jede aus einem Innenrohr (12), der einen geraden Teil und eine Verengung zum Bilden des Düsenstrahls mit Überschallgeschwindigkeit aufweist, und einem Außenrohr (14) zum Einblasen von Kühlgas zum Kühlen des Innenrohrs (12) besteht, wobei jede der Lanzendüsen (10) einen vorderen Endteil (10a) aufweist, der bis zur Innenwand (110a) des Behälters (110) reicht, und eine umlaufende Innenoberfläche des Innenrohrs sich von der Verengung (17) mit einem konstanten Winkel (θ3) von 3 bis 10 zum vorderen Endteil (10a) hin erweitert, Anbringen der Gas-Einblas- Lanzendüse (10) über der Oberfläche einer Stahlschmelze an einer Seitenwand des Unterdruckbehälters der Unterdruck- Entgasungsvorrichtung auf einer Höhe, die 1,9 bis 3,0 mal den Radius des Unterdruckbehälters beträgt in einem Winkel (Al) von 20 bis 35º, so dass die Lanzendüsen das Gas zur Gasschmelze hin einblasen;

- Anheben einer Stahlschmelze enthaltenden Gießpfanne (140), Liefern von Zirkulationsgas in den Aufstiegsstutzen (121) und Verringern des Innendrucks des Behälters, so dass Stahlschmelze von der Gießpfanne (140) durch den Aufstiegsstutzen (121) in den Behälter (110) steigt; und

- Einblasen sauerstoffhaltigen Gases oder von Sauerstoff in der Form eines Düsenstrahls auf die Stahlschmelze durch das Innenrohr (12) nach dem Erkennen eines Innendrucks von 150 mBar im Behälter (110) und Einblasen von Kühlgas durch das Außenrohr 14 zum Kühlen des Innenrohrs (12), wobei das Gaseinblasen durch das Innenrohr während eines Zeitraums von bis zu 3 Minuten nach dem Start des Einblasens und nach Abschluss der Entkohlung eingestellt wird und das Gaseinblasen durch das Außenrohr (14) nach Abschluss des Frischens eingestellt wird.

9. Verfahren nach Anspruch 8, bei dem zwei oder vier Lanzendüsen (10) vorgesehen sind.

10. Verfahren nach Anspruch 8, bei dem zwei Lanzendüsen (10) vorgesehen sind und eine Gerade (L1), die die beiden Lanzendüsen (10) verbindet und durch eine Mitte des Behälters geht, einen Winkel (62) von 60 bis 120º mit einer Geraden (L2) bildet, die den Aufstiegsstutzen (121) und den Abstiegsstutzen (122) des Schnorchels (120) verbindet.

11. Verfahren nach Anspruch 8, bei dem vier Lanzendüsen (10) vorgesehen sind und Geraden (L3) und (L4), die zwei gegenüber liegende Paare der Lanzendüsen (10) verbinden, durch eine Mitte (C) des Behälters (110) gehen und die beiden Geraden (L3) und (L4) sich in einem rechten Winkel schneiden.

12. Verfahren nach Anspruch 8, bei dem ein Zwischenraum von 2 bis 4 mm zwischen einem Außendurchmesser (12a) des Innerohrs (12) und einem Innendurchmesser (14a) des Außenrohrs (14) gebildet wird.

13. Verfahren nach Anspruch 8, bei dem die Verengung (17) einen geraden zylindrischen Teil (17a) hat, der eine Länge von 4 bis 6 mm hat.

14. Verfahren nach Anspruch 10, bei dem ein Innendurchmesser (R1) der Verengung (17) und ein Innendurchmesser (R2) des vorderen Endteils (10a) ein Größenverhältnis von 1,1 bis 3,0 haben.

15. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 14, bei dem das sauerstoffhaltige Gas eine Mischung aus Sauerstoff und Kohlenmonoxid ist.

16. Verfahren nach Anspruch 15, bei dem Kohlenmonoxid in einem Verhältnis von 30 Volumenprozent oder weniger beigemengt ist.

17. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 14, bei dem das Innenrohr eine Mischung aus Sauerstoff und Walzzunder einbläst.

18. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 17, bei dem das Kühlgas aus der folgenden Gruppe ausgewählt ist: Edelgas, Kohlendioxid, eine Mischung aus Edelgas und Kohlenmonoxid, und eine Mischung aus Edelgas und Kohlendioxid.

19. Verfahren nach Anspruch 18, bei dem Kohlenmonoxid dem Edelgas in einem Verhältnis von 30 Volumenprozent oder weniger beigemengt ist.

20. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 19, bei dem Sauerstoffgas oder ein sauerstoffhaltiges Gas durch die Innenrohre mit einer Förderrate von 20-50 Nm³/min und einem Druck von 8,5-13,5 kg/cm² eingeblasen wird und Kühlgas durch das Außenrohr mit einer Förderrate von 3-5 Nm³/min und einem Druck von 3,0-5,0 kg/cm² eingeblasen wird.

21. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 14, bei dem vier Lanzendüsen vorgesehen sind; Sauerstoffgas oder sauerstoffhaltiges Gas mit einer Förderrate von 5-10 Nm³/min durch die Innenröhren der Lanzendüsen (10) eingeblasen wird, die zur linken und rechten Seite des Schnorchels (120) und an der Innenwand des Behälters angebracht sind; und Sauerstoffgas oder sauerstoffhaltiges Gas durch die beiden verbleibenden Innenrohre mit einer Förderrate von 20-50 Nm³/min eingeblasen wird, wodurch eine Kohlenmonoxidkonzentration im Abgas der Frischvorrichtung von 1% oder weniger entsteht.

22. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 14, bei dem zwei Lanzendüsen vorgesehen sind; die Innenrohre der Lanzendüsen (10) Sauerstoff oder sauerstoffhaltiges Gas mit einer Förderrate von 5-10 Nm³/min einblasen; die Außenrohre Kühlgas mit einer Förderrate von 3-5 Nm³/min einblasen; und dann die Innenrohre Sauerstoffgas oder sauerstoffhaltiges Gas mit einer erhöhten Förderrate von 20-50 Nm³/min einblasen, während der Ausstoß des Kühlgases mit einer Förderrate von 3-5 Nm³/min beibehalten wird.

23. Verfahren nach einem der Ansprüche 8 bis 14, bei dem nach Abschluss des Einblasens des Sauerstoffgases oder des sauerstoffhaltigen Gases durch die Innenrohre bis zum Abschluss des Frischens durch die Innenrohre Kühlgas eingeblasen wird.

24. Verfahren nach Anspruch 20, bei dem nach Abschluss des Einblasens des Sauerstoffgases oder des sauerstoffhaltigen Gases durch die Innenrohre bis zum Abschluss des Frischens durch die Innenrohre Kühlgas eingeblasen wird.