Thermodynamische Analyse des elektrischen Energiebedarfs von Lichtbogenöfen in der Stahlindustrie

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1 Thermodynamische Analyse des elektrischen Energiebedarfs von Lichtbogenöfen in der Stahlindustrie Teil 2: Einfluss von Sauerstoff, Abgasnachverbrennung, Eisenschwamm, flüssigem Roheisen und Schredderschrott M. Kirschen, J.-P. Simoes, H. Pfeifer Der elektrische Energiebedarf ist neben dem Verbrauchswert für Elektrodengraphit eine der wichtigen Kostengrößen in der Elektrostahlherstellung. Der Einfluss der verschiedenen Stoffeinsätze (Schrott, Legierungsmittel, Kalk, Kohle, Sauerstoff, flüssiges Roheisen etc.) und Energieträger (Kohle, Erdgas, Kohlenstoffgehalt des Schrotts etc.) auf den spezifischen elektrischen Energiebedarf, auf die Produktivität und auf die Produktionskosten von Lichtbogenöfen ist dabei von besonderem Interesse. Die aktuellen Entwicklungen der Kosten für Stahlschrott, Rohstoffe und Energie verstärken das Bestreben, den kostenoptimalen Energiemix in Abhängigkeit metallurgischer Randbedingungen für den Lichtbogenofenprozess einzustellen. Zur Berechnung des elektrischen Energiebedarfs und des Gesamtenergieumsatzes wurden empirische Modelle, die auf linearen Regressionen umfangreicher Prozessdaten basieren, von Köhle [1-5] und von Adams [9, 12] vorgeschlagen. Diese Modelle dienen zur Abschätzung der Änderung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs bzw. des spezifischen Gesamtenergieumsatzes bei Änderung einzelner Prozessparameter, wie z. B. der Substitution von Schrott durch Eisenschwamm (DRI) oder flüssigem Roheisen, dem Einsatz von Erdgasbrennern oder der Erhöhung des Kohleeinsatzes und des Sauerstoffeintrags. Während die Anpassungen der Modellgleichungen an zunehmend umfangreichere Datenbanken im Lauf der letzten 13 Jahre zum Teil deutlich unterschiedliche Werte der Regressionskoeffizienten lieferten, basieren die jeweilige Modellbildungen auf der Energieerhaltung im Lichtbogenofenprozess. Daher ist zu erwarten, dass die geeignete Wahl der Modellterme und die Wertebereiche der Modellkoeffizienten aus einer detaillierten Betrachtung der Energiebilanz des Lichtbogenofenprozesses abzuleiten sind. In dieser Arbeit wird der Einfluss des Einsatzes von Sauerstoff, flüssigem Roheisen, Eisenschwamm und Schredderschrott und der Einfluss der Nachverbrennung der LBO-Abgase auf den elektrischen Energiebedarf quantifiziert und mit den Koeffizienten der Regressionsmodelle verglichen. In einem ersten Artikel wurde der Einfluss von Ausbringen, Schlackenbildnern, Abstichtemperatur, Chargenzeit und Erdgasbrennern auf den elektrischen Energiebedarf bestimmt [6]. Energiebedarfs Modelle Die verschiedenen Versionen des Modells zur Berechnung des elektrischen Energiebedarfs sind in chronologischer Reihenfolge in Tabelle 1 dargestellt [1-4]. Dabei beschreiben Gl. 1, Gl. 2 und Gl. 4 sukzessive Anpassungen des Modells an zunehmend umfangreichere Datenbanken mit Betriebsdaten von zuletzt 60 Lichtbogenöfen, 5500 Schmelzen aus 5 Öfen und aus den monatlichen Durchschnittswerten von einem Ofen [4]. Gl. 3 ist ein Modell, das an Betriebsdaten eines Ofens zur Herstellung nicht rostender Stähle angepasst wurde. Der Betrieb dieses Ofens basiert zu 100 % auf Schrott und stückigen Legierungsträgern als Einsatz und verzichtet auf Erdgasbrenner. In einer Ergänzung der ersten Modellversion [1] wurde der Einsatz von Sauerstoff zur Nachverbrennung der CO- und H 2 - haltigen Abgase und der Ersatz von Schrott durch flüssiges Roheisen und Eisenschwamm berücksichtigt [5]. Der Einfluss des Lanzensauerstoffs auf den elektrischen Energiebedarf ist dagegen konstant mit -4,3 kwh/m 3 O 2 bewertet worden [1, 2, 4]. Im Modell des einzelnen Lichtbogenofens zur Herstellung von RSH - (rost-, säure- und hitzebeständigen) Stählen aus 100 % Schrott und Legierungsträgern (FeCr, FeNi) ist dagegen die Substitutionswirkung von Sauerstoff bzgl. des elektrischen Energiebedarfs mit -2,1 kwh/m 3 O 2 deutlich geringer [3]. In der letzten Modifikation des statisti- Tabelle 1: Entwicklung des Modells zur Ermittlung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs nach Köhle von 1992 bis 2002 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni 1

2 Bild 1: Vergleich zwischen berechnetem und tatsächlichem spezifischem elektrischem Energiebedarf für Chargen von fünf Lichtbogenöfen (große Symbole: Mittelwerte) den Wirkungsgrad der Energieübertragung von Lichtbogen auf Schrott und Schmelze, η el η Lb, und andererseits durch den Wirkungsgrad der Energieübertragung vom Energieträger h i auf Schrott und Schmelze, η i, bestimmt [6]: (7) schen Modells wurden energetische Vorteile durch den Einsatz von Schredderschrott (-50 kwh/t) und Energieverluste durch die Ofenkühlung berücksichtigt [4]. Der Vergleich zwischen tatsächlichen spezifischen elektrischen Energieeinträgen mit den nach Gl. 4 berechneten Werten für einzelne Chargen von 5 Lichtbogenöfen (Bild 1) zeigt für LBO 1 und 2 eine gute Übereinstimmung, für LBO 4 eine systematische Abweichung zu höheren berechneten Werten und für LBO 3 und 5 eine starke Streuung der berechneten Werte. Mittelwerte werden dagegen sehr gut durch das Modell wiedergegeben. Hieraus wird deutlich, dass das entwickelte Modell zur Abschätzung des zu erwartenden mittleren elektrischen Energiebedarfs gut verwendet werden kann, aber zur konkreten Vorhersage des elektrischen Energiebedarfs einzelner Chargen weniger geeignet ist. Von größerem Wert für die Auslegung und den Betrieb von Lichtbogenöfen in Gl. 4 ist die Bestimmung von Korrelationskoeffizienten zwischen Anlagen- und Betriebsparametern und dem elektrischen Energiebedarf. Hieraus werden bei Änderungen von Betriebsparametern Auswirkungen auf den elektrischen Energiebedarf quantifiziert. Die Berechnung des gesamten Energieumsatzes erfordert die Auswertung umfangreicher Daten vollständiger Massen- und Energiebilanzen [20, 21], um neben dem elektrischen Energieeintrag auch den chemischen Energieumsatz aus den Oxidations- und Verbrennungsreaktionen zu bestimmen. Mit dem Ziel, die Erhebung und Auswertung der notwenigen Daten (Schlackenanalysen, Abgasmessungen etc.) für den Betreiber zu vereinfachen, entwickelte Adams ein Modell zur Berechnung des Gesamtenergieaufwandes aus den betrieblich gut bekannten Daten elektrischer Energieeintrag sowie den Einsatzmengen von festem und flüssigem Roheisen, Eisenschwamm, Erdgas, Öl, Flüssiggas und Sauerstoff [9, 12] (Tabelle 2). Substitution der elektrischen Energie Der Einsatz von flüssigem Roheisen, vorgewärmtem Schrott oder chemischen Energieträgern in den Lichtbogenofen, z. B. Erdgas, Kohlestaub oder Anthrazitkohle, kann zu einer Verringerung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs führen. Die Effektivität der Substitution der spezifischen elektrischen Energie e el durch den spezifischen Energieeintrag h i wird einerseits durch Tabelle 2: Entwicklung des Modells zur Ermittlung des spezifischen Gesamtenergieumsatzes nach Adams Der Wirkungsgrad der elektrischen Energieübertragung im Hochstromsystem (Transformator, Tragarme, Elektroden) η el liegt bei 0,90 bis 0,95 für moderne Anlagen [6]. η el η Lb variiert zwischen 60 % und 80 %, wobei die höchsten Werte zu Beginn des Einschmelzens erreicht werden, wenn der Lichtbogen von Schrott umhüllt ist [6]. Hohe Wirkungsgrade der Energieübertragung werden auch durch das Erzeugen einer Schaumschlacke während der Flachbadphase erzielt, bei der durch Aufschäumen der Schlacke mittels Kohlenmonoxidgas eine erhöhte oder vollständige Abschirmung des Lichtbogens erreicht wird [6]. Einsatz von Sauerstoff zum Frischen der Schmelze Sauerstoff wird über selbstverzehrende Lanzen oder mittels in der Ofenwand installierten Injektoren in den Ofenraum bzw. in die Schmelze eingetragen zum Schneiden und Einschmelzen des Schrottes, zum Frischen der Schmelze, zum Aufschäumen der Schlacke und zum Verbrennen der zusätzlich chargierten oder eingeblasenen Kohle. Neueste Technologien am Lichtbogenofen kombinieren Sauerstoff-Überschallinjektoren (z.b. ALARC-Jet, CoJet ) mit Erdgas- Sauerstoff-Brennern oder Kohleinjektoren (z.b. PyreJet, MORE, RCB ). Der Sauerstoffeinsatz reicht von etwa 5 m 3 /t (hochlegierte Cr-Stähle) bis zu 50 m 3 /t bei hohem Kohlenstoffabbrand. Die freigesetzte Reaktionsenthalpie der Oxidationsreaktionen trägt zur Leistungssteigerung der Öfen, zur Verkürzung der Chargenzeit und zur Verringerung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs bei. Der spezifische chemische Energieeintrag in den Lichtbogenofen variiert zwischen 50 und 300 kwh/t [7] in Abhängigkeit von der chemischen Zusammensetzung der metallischen Einträge, von der Menge an zusätzlich chargierten und eingeblasenen Kohle sowie von der angestrebten chemischen Rohstahlzusammensetzung. Der durchschnittliche Sauerstoffeintrag steigt mit dem zunehmenden Einsatz neuester Technologien am Lichtbogenofen (Bild 2). Tabelle 3 stellt die wichtigsten exother- 2 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni

3 Tabelle 3: Exotherme Oxidationsreaktionen beim Frischen der Rohstahlschmelze [16] η el η Lb e el = h L - h CO,1600 C. Für Werte zwischen -6,64 kwh/m 3 O 2 und -2,73 kwh/m 3 O 2 ergibt sich bei einem Enthalpieverlust von h CO,1600 C = 1,29 kwh/m 3 O 2 in die Gasphase und mit den Wirkungsgraden η el η Lb = 60 % bis 80 % folgendes Substitutionspotential für die elektrische Energie: (8) Bild 2: Mittlerer spezifischer Sauerstoffeinsatz in Lichtbogenöfen für Erdgas-Sauerstoff-Brenner, zur Erzeugung von Schaumschlacke, zum Frischen der Schmelze und zur CO-Nachverbrennung [39]. men Reaktionen während des Frischens der Rohstahlschmelze dar. Im aktuellen Modell von Köhle [4] wird zwischen dem Sauerstoffeintrag zur Nachverbrennung des CO-haltigen Abgases und zum Frischen der Schmelze mit verschiedenen Koeffizienten (-2,8 kwh/m 3 O 2 bzw. -4,3 kwh/m 3 O 2 ) unterschieden. Dies ist neben den unterschiedlichen Oxidationsreaktionen (Tabelle 3) mit deutlich unterschiedlichen Wirkungsgraden des Wärmeübergangs begründet. Während der Wärmeübergang vom nachverbrennenden Abgas auf den Schrott bei η NB = 30 bis 50 % liegt [6, 9, 11], ist die Effizienz der Wärmeübertragung von Oxidationsreaktionen in der Schmelze deutlich höher: η L = 70 bis 80 % [6, 9]. Die genaue Berechnung der verfügbaren chemischen Energie aus Oxidationsreaktionen in der Metallschmelze hängt von der chemischen Zusammensetzung des Einsatzes und des Rohstahls bei Abstich und vom Temperaturverlauf der Stahlschmelze ab. Dabei ist aus thermodynamischen Gründen die partielle Oxidation des Kohlenstoffs zu Kohlenmonoxid zu berücksichtigen, während Kohlendioxid erst bei Oxidation in der Gasphase stabil ist. Die Berechnung des Abbrands aus Schlackenanalysen ist schwierig, weil neben dem Sauerstoff aus Lanzen oder Injektoren Sauerstoff der Falschluft und gegebenenfalls aus recyclierten Stäuben zur Oxidation beiträgt und Lanzensauerstoff selten zu 100 % in die Metallschmelze gebracht wird. Der Abbrand von 1 Gew.% C und 1 Gew.% Si mit entsprechenden 17,3 m 3 /t Stahl Sauerstoff liefert einen chemischen Energiebeitrag von 115 kwh/t Stahl oder h L = -6,64 kwh/m 3 O 2 in der Schmelze. Der minimale Substitutionswert gilt für die ausschließliche Oxidation von Kohlenstoff in der Rohstahlschmelze bei sehr geringen Sauerstoffeinsatz: h L = -2,73 kwh/m 3 O 2. In [9] wird der chemische Energieeintrag durch Lanzensauerstoff für einen 100 t Lichtbogenofen und einem Sauerstoffverbrauch von 25 m 3 /t mit h L = - 5,2 kwh/m 3 O 2 angegeben (Gl. 5 und Gl. 6). Für den in Bild 3 gekennzeichneten Bereich der Entkohlung der Schmelze gilt folgende Energiebilanz bei einer Referenztemperatur von 1600 C: Bild 3: Substitution von elektrischer Energie durch chemische Energie aus exothermen Oxidationsreaktionen Bei einer Untersuchung von 20 Lichtbogenöfen in Japan wurden Substitutionswerte zwischen e el,l = -4,7 kwh/m 3 O 2 und -6,8 kwh/m 3 O 2 ermittelt [9]. In [10] wird die Reduktion des elektrischen Energiebedarfs mit e el,l = -3,2 kwh/m 3 O 2 angegeben. Wenn allerdings bei kohlenstoffarmen Rücklaufschrotten Stückkohle chargiert, gelöst und mittels Sauerstoff oxidiert wird, muss die positive Lösungsenthalpie von Kohlenstoff in der Stahlschmelze von 0,62 kwh/kg C oder 0,66 kwh/m 3 O 2 berücksichtigt werden [16]. [41] erklärt den beobachteten erhöhten Energiebedarf bei der synthetischen Herstellung von Fe-C-Legierungen mit der Bildungsenthalpie von Zementit. h L sinkt bis in diesem Fall bis auf -2,07 kwh/m 3 O 2 und e el,l auf -1,0 kwh/m 3 O 2. Nach dem Regressionsmodell von Köhle (Gl. 1 bis Gl. 4) [1-5] senkt das Einblasen von Sauerstoff in die Schmelze den spezifischen elektrischen Energiebedarf um (9) Der Koeffizient K L = -4,3 aus Gl. 1 und Gl. 4 liegt im abgeschätzten Bereich (Gl. 8). Der entsprechende Koeffizient aus Gl. 3 für einen Ofen zum Erschmelzen nicht rostenden Stahls liegt mit K L = -2,1 am unteren Rand des in Gl. 8 abgeschätzten Bereichs ( e el,l = -1,8 kwh/m 3 O 2 ) und sogar kleiner als der Korrelationskoeffizient für den Sauerstoffeintrag zur Nachverbrennung (K Nb = -2,8 in Gl. 4). In Bild 4 ist zu erkennen, dass die eingeblasene Sauerstoffmenge tatsächlich nur geringen Einfluss auf den elektrischen Energiebedarf des entsprechenden Ofens aus Gl. 3 hat (Daten aus 2003). In diesem Fall ist K L = - 1,3 und weicht vom Wert K L = -2,1 in Gl. 3 deutlich ab. Dies ist durch den energetisch ungünstigen Einsatz stückiger Kohle bei kohlenstoffarmen Schrotten zu erklären ( e el,l wenig grösser als -1,0 kwh/m 3 O 2 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni 3

4 Bild 4: Zusammenhang zwischen Einsatz von Lanzensauerstoff und elektrischem Energiebedarf eines LBOs für die Produktion von nicht rostenden Stählen durch die Berücksichtigung der Lösungsenthalpie). Ebenso ist die tatsächliche Verminderung des elektrischen Energiebedarfs durch eine Verkürzung der Chargenzeit mit +0,135 kwh/tmin (aus Daten in 2003) deutlich geringer als in Gl. 3 angegeben (K t = +4,3 (t S +t N )/min). Dies ist in der sehr geringen spezifischen Sauerstoffmenge bei der Produktion von nicht rostendem Stahl begründet, deren marginal verkürzender Effekt auf die Chargenzeit von weiteren Prozessstörungen überlagert wird. Sauerstoff zur Abgasnachverbrennung im Lichtbogenofen Aus der Schmelze austretendes CO Gas setzt bei Verbrennung etwa 7 kwh/m 3 O 2 frei, das zur Schrottvorwärmung im oder außerhalb des Lichtbogenofens genutzt werden kann. Bei üblicher Betriebsweise reicht der Falschluftvolumenstrom in den Ofen nicht zur vollständigen Verbrennung aus, so dass erhebliche Mengen CO und H 2 Gas am 4. Deckelloch gemessen werden [27], die i.d.r. ungenutzt im Heißgasrohr der Entstaubungsanlage verbrennen (Bild 5). Durch Abdichten des Ofens wird der Volumenstrom von Stickstoff der Luft in den Ofen, das als Inertgas nach Aufheizen auf 1600 C den Abgasenthalpiestrom unnötigerweise erhöht, vermindert. Der feuerungstechnische Wirkungsgrad wird erhöht (Bild 6). Das Einblasen von Sauerstoff mit geringen Strömungsgeschwindigkeiten in den Ofen zur effizienten Nachverbrennung von CO ist heute Stand der Technik [11, 27, 38]. Bei der Reaktion von Kohlenmonoxid bzw. Wasserstoff mit Sauerstoff beträgt die exotherme Reaktionsenthalpie r h CO = -7,01 kwh/m 3 O 2 bzw. r h H2 = -5,99 kwh/m 3 O 2 [16]. Die Reaktionsenthalpie der Nachverbrennung im Ofen beträgt z. B. bei einem Anteil von 25 vol.% CO und 10 vol.% H 2 im Abgas [21, 26, 27]: (10) Bei einer sehr früh beginnenden Nachverbrennung in der Einschmelzphase und einer guten Badrührung in der Flachbadphase kann nach [9] ein durchschnittlicher Wirkungsgrad des Wärmeübergangs η Nb von maximal 50 % angenommen werden. In [11] wird ein maximaler thermischer Wirkungsgrad der Nachverbrennung von η Nb = 65 % zu Beginn durch die Temperaturdifferenz zur Schrottcharge im Ofen angegeben. Der Wirkungsgrad sinkt auf η Nb = 20 % bis 30 % bei Nachverbrennung des Abgases über der Schlacke [11]. Mit der Annahme eines durchschnittlichen thermischen Wirkungsgrades hnb der Nachverbrennung im Ofen zwischen η Nb = 30 % und 50 % und mit η el η Lb = 60 % bis 80 % [6] ergibt sich für die Substitution der elektrischen Energie aus Gl. 10: (11) Für die Senkung des elektrischen Energiebedarfs durch Nachverbrennung des Abgases im Lichtbogenofen geben [12] maximal e el, Nb = -3,1 kwh/m 3 O 2 an. Nach dem Regressionsmodell von Köhle (Gl. 2 und Gl. 4) [1-5] kann der elektrische Energiebedarf in der gleichen Größenordnung gesenkt werden: (12) Der Koeffizient des spezifischen Sauerstoffeintrags zur Abgasnachverbrennung im Ofen liegt im Bereich der Abschätzung der substituierbaren spezifischen elektrischen Energie (Gl. 11). Die Verkürzung der Schmelzzeit durch die Abgasnachverbrennung im Ofen wird nach dem Modell von Köhle im Term der Chargenzeit K t berücksichtigt. Einsatz von Eisenschwamm Bei der Herstellung von hochqualitativen Spezialstählen aus Schrotten unterschiedlicher Qualität in Elektrostahlwerken ist die Einhaltung bestimmter Reinheitsgrade u.u. nur durch die Verdünnung von unerwünschten Begleitelementen (Pb, Cu, Cr, Ni, Mo und Sn) mittels hochreiner Einsatzrohstoffe Eisenschwamm und Roheisen zu erreichen [40]. Auch angesichts der steigenden Schrottpreise ist die Kombination niederwertiger Schrotte und hochreiner Schrottersatzstoffe wirtschaftlich. Die weltweite DRI-Nachfrage stieg in den Bild 5: Zusammensetzung des Abgases am 4. Deckelloch eines LBOs mit Erdgasbrenner über die Chargenzeit einer Baustahlcharge [27] Bild 6: Feuerungstechnischer Wirkungsgrad als Funktion der Abgastemperatur bei der Nachverbrennung mit Sauerstoff bzw. Luft. 4 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni

5 Bild 7: Produktion von DRI/HBI weltweit durch Eisenschwamm (DRI/HBI) ist mit Gl. 13: (15) Tabelle 4: Chemische und physikalische Eigenschaften von Eisenschwamm [13-15]. letzten Jahren stark an (Bild 7). Allerdings sind die chemischen und physikalischen Eigenschaften der erzeugten Eisenschwammprodukte DRI (direct reduced iron) und HBI (hot briquetted iron) sehr unterschiedlich, bedingt durch die unterschiedlichen Direktreduktionsverfahren (z.b. FIOR, Finmet, Circored, Circofer, HYL, SL/RN, Midrex ) und die jeweils eingesetzten Erze, Erzmischungen, Gangartanteile, Metallisierungsgrade und Zusätze. Tabelle 4 zeigt den typischen Bereich der Analysedaten von Eisenschwamm [13-15]. Zur Berechnung der Änderung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs bei Einsatz von Eisenschwamm (DRI/HBI) wird der gegenüber Schrotten erhöhte Kohlenstoffgehalt des DRI/HBI x C und die Einsatztemperatur T DRI/HBI berücksichtigt (Gl. 13). Aus chemischen Analysen des DRI darf angenommen werden, dass der Kohlenstoffeigenanteil zur teilweisen Reduktion der Eisenoxide im Eisenschwamm führt (FeO + C = Fe + CO) und dass der verbleibende Anteil des Eisenoxids beim Einschmelzen im LBO vollständig verschlackt wird und so zu einer verminderten metallischen Ausbeute führt. Eine erhöhte Sauerstoffzufuhr zur Oxidation des durch DRI zusätzlich eingetragenen Kohlenstoffs ist daher i. A. nicht erforderlich. Die zusätzliche CO-Gasmenge verbessert das Entgasen von Wasserstoff und Stickstoff aus der Schmelze und führt zu sehr niedrigen H- und N-Gehalten bei Abstich [40]. Die Energie, die zur Erwärmung von Eisenschwamm benötigt wird, ist: e DRI/HBI = h DRI/HBI (T) +x C r h FeO Fe (T) h TDRI/H BI (T DRI/HBI ), (13) wobei T DRI/HBI die Einsatztemperatur des Eisenschwamms ist. Die Enthalpie h DRI/HBI wird aus den metallischen und Oxidkomponenten des Eisenschwamms berechnet [16, 25]: h DRI/HBI (T) = x Fe h Fe (T) + x C h C (T) + x FeO h FeO (T) + x SiO2 h SiO2 (T) + x Al2 O 3 h Al2 O 3 (T) + (14) x CaO h CaO (T) + x MgO h MgO (T) Bei der energetischen Betrachtung der Substitution von Schrott durch Eisenschwamm (DRI/HBI) muss der zusätzliche Bedarf von Kalk und Dolokalk aus metallurgischen Gründen und die unterschiedliche metallische Ausbeute beider Einsatzstoffe berücksichtigt werden. Basische Schlackenzuschläge werden in der Regel in einem Verhältnis von 2,5 : 1 zu den sauren Gangartkomponenten in den Ofen chargiert. Die Änderung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs bei der Substitution von Schrott Bild 8: Zusammenhang zwischen Einsatz von Eisenschwamm und elektrischem Energiebedarf [13, 33-37] Die Änderung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs bei der Substitution von Schrott durch Eisenschwamm (DRI/HBI) hängt daher nicht nur von der chemischen Zusammensetzung und der Einsatztemperatur des Eisenschwamms ab, sondern in erster Linie von der Güte des substituierten Schrottes. Eine sehr niedrige Schrottqualität hat eine dem Eisenschwamm vergleichbare niedrige metallische Ausbeute zur Folge und benötigt eine erhöhte Menge Schlackenbildner. Die Änderung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs beim Einsatz von Eisenschwamm (DRI/HBI) mit T DRI/HBI = 25 C variiert für die Angaben in Tabelle 4 zwischen (η el η Lb = 60 % bis 80 %): (16) Nach dem Modell von Köhle [2, 4] steigt der spezifische elektrische Energiebedarf durch den Einsatz von Eisenschwamm (DRI/HBI) um (17) Eine positive Korrelation wird durch Betriebsdaten zweier Werke bestätigt [33, 34] (Hylsa und Georgetown in Bild 8). Betriebsdaten eines Werkes in Pisco [36] weisen auf einen sinkenden elektrischen Energiebedarf mit ansteigendem DRI- Anteil hin. [37] berichtet einen ansteigen- elektrowärme international Heft 2/2005 Juni 5

6 den Energiebedarf mit ansteigendem DRI-Anteil. Allerdings sind die spez. elektrischen Energiedaten der Schrott/ DRI-Chargen kleiner als bei Referenzbedingungen (100 % Schrotteinsatz) [37] (Bild 8). Der berechnete Wertebereich von K DRI/HBI = -70 bis +80 in Gl. 16 weist darauf hin, dass für eine genaue Berechnung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs eine detaillierte Klassifizierung der Einsatzstoffe (Schwerschrott, Leichtschrott, Schredderschrott, Späne, Bären, etc.) und Eisenschwamm (DRI/HBI) sinnvoll ist. Gegebenenfalls muss die Einsatztemperatur T DRI/HBI > 25 C des Eisenschwamms (DRI/HBI) in kombinierten Ministahlwerken berücksichtigt werden. Der Ersatz von Schrott durch Eisenschwamm (DRI/HBI) trägt nach Adams [9, 12] mit -100 kwh/t zum Gesamtenergieumsatz bei (Gl. 5, Gl. 6). Eine effektive Energieeinsparung wird auch in Gl. 16 dargestellt und in [36] bestätigt (Bild 8). Allerdings zeigen Betriebsdaten anderer Lichtbogenöfen u.u. eine Erhöhung des Energieumsatzes bei Einsatz von Eisenschwamm. Walden gibt den steigenden elektrischen Energiebedarf mit steigendem DRI-Anteil in Abhängigkeit des Metallisierungsgrades x an (Bild 8) [35]: Bild 9: Enthalpie des flüssigen Roheisens in Abhängigkeit der Temperatur nach [16] wird eine deutliche Senkung des spezifischen elektrischen Energiebedarfs und der Chargenzeit erreicht. Der Einsatz von flüssigem Roheisen im Lichtbogenofen setzt eine hohe Sauerstoffkapazität, eine zeitgemäße Lanzen- oder Injektortechnologie und eine kostengünstige Verfügbarkeit von Roheisen voraus. Mögliche Roheisenquellen sind z. B. Hochöfen, Corex-Einschmelzvergaser, kompakte Mini-Hochöfen oder Kupolöfen. Die Einsatztemperatur des flüssigen Roheisens im Lichtbogenofen liegt in der Regel zwischen 1150 C und 1350 C. In diesem Temperaturbereich beträgt die Enthalpie des Roheisens nach [16] zwischen 255 kwh/t HM und 301 kwh/t HM (Bild 9). Die entsprechende Einsparung von spezifischer elektrischer Energie beträgt bei einem Wirkungsgrad von η el η Lb = 60 % bis 80 % (19) Das spezifische Ausbringen von flüssigem Roheisen ist hoch, sodass die Energieeinsparung auf das Abstichgewicht bezogen werden kann (t HM = t Rohstahl in Gl. 19). Durch die möglichst früh beginnende und kontinuierliche Zufuhr des flüssigen Roheisens kann eine Schaumschlacke schon in einem frühen Stadium des Einschmelzprozesses aufgebaut werden, so dass der Wirkungsgrad η el η Lb tendenziell bei hohen Werten und daher die Einsparung von el. Energie im unteren angegeben Bereich von Gl. 19 liegt. In früheren Modellen zur Berechnung des elektrischen Energiebedarfs bei Einsatz von flüssigem Roheisen werden 300 kwh/t [13] bzw. 400 kwh/t [29] angegeben (Bild 10). Der aktuelle entsprechende Regressionskoeffizient K HM = (Gl. 4) im Modell von Köhle [4] liegt im berechneten Wertebereich. Dieser Wert wird auch durch Betriebsdaten gestützt (Bild 10) [13, 28-32]. Das Modell könnte durch die Berücksichtigung der Einsatztemperatur von Roheisen im Modell weiter verfeinert werden. Der Beitrag der chemischen Energie des Roheisens zur Substitution elektrischer Energie und zur Verkürzung der Chargenzeit wird durch den Faktor des spezifischen Sauerstoffeintrags M L und der Chargenzeit t S +t N berücksichtigt. Wird neben der sensiblen Wärme (255 kwh/t HM bis 301 kwh/t HM ) auch die latente Wärme des Roheisens berücksichtigt (ein Abbrand von 4 Gew.% C und 1 Gew.% Si setzt 167 kwh/t frei), ergibt sich ein Gesamtenergiebeitrag zwischen W HM = 422 kwh/t und 478 kwh/t. Im Modell zur Berechnung des Gesamtenergieumsatzes nach Adams geht Flüssigeisen mit +450 kwh/t ein [9, 12]. Festes Roheisen (pig iron) wird im Modell des Gesamtenergieumsatzes nach Adams mit +110 kwh/t bewertet. Dieser Wert entspricht i.w. dem zusätzlichen chemischen Energieeintrag durch etwa 4 Gew.% Kohlenstoff gegenüber Schrott: 77 kwh/t. Allerdings gehen in beiden Fällen der chemische Energiebeitrag des flüssigen und festen Roheisens (+450 kwh/t bzw kwh/t) durch den erhöhten Sauerstoffbedarf (+5,2 M O2 ) (18) Einsatz von Flüssigroheisen In ähnlicher Weise wie Eisenschwamm wird flüssiges Roheisen (hot metal, HM) aus Kostengründen und aus Verfahrensgründen bei der Herstellung hochwertiger Spezialstähle in integrierten Hüttenwerken eingesetzt. Durch die hohe Einsatztemperatur und dem im Roheisen gelösten Kohlenstoff (4,0 % bis 4,5 %) Bild 10: Einfluss des Einsatzes von Flüssigroheisen auf den elektrischen Energiebedarf [13, 28-32] 6 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni

7 doppelt in die Gesamtenergiebilanz nach Adams ein (Gl. 5 und Gl. 6). Tabelle 5: Zusammenfassung der thermodynamischen Analyse des Modells von Köhnle Einsatz von Schredderschrott Der Einsatz von geschredderten Schrottsorten verringert den spezifischen elektrischen Energiebedarf durch die höhere spezifische Oberfläche, eine effizientere Wärmeübertragung von Lichtbogen, Flüssigmetall und Gasphase und eine höhere Schmelzrate. Da die Schrottchargen i.d.r. aus einem Mix verschiedener Schrottsorten bestehen, wird bei der Berechnung des Einflusses der geschredderten Schrottsorten auf den elektrischen Energiebedarf i.d.r. der Unterschied zum Mittelwert des Energiebedarfs der Chargenmischung berücksichtigt. Der genaue Betrag der Einsparung von elektrischer Energie hängt jedoch von der Reinheit des geschredderten Schrottes, von der eingesetzten Menge in der Schrottcharge, von der Chargenmischung und von der Aufteilung des geschredderten Schrotts auf die einzelnen Chargierkörbe ab. [17] stellt den Einfluss der Schrottqualitäten und der Chargenmischung auf den elektrischen Energiebedarf in einem Regressionsmodell aus 2894 Schmelzdaten dar. Die Differenz zwischen dem Mittelwert des Energiebedarfs aller in [17] dargestellten Schrottsorten zum elektrischen Energiebedarf der geschredderten Schrottsorten liegt zwischen e Shr = -58 und -82 kwh/t Schrott. In [18] wird diese Differenz mit e Shr = -68 kwh/t Schrott angegeben. In [19] wird der spezifische elektrische Energiebedarf von Schredderschrott mit 350 kwh/t Schrott und der von normalem Stahlschrott mit 382 kwh/t Schrott angegeben, also eine Differenz von e Shr = - 32 kwh/t Schrott ausgewiesen. Nach dem Modell von Köhle [4] sinkt der spezifische elektrische Energiebedarf mit dem Einsatz von geschreddertem Schrott in Gl. 4 um: (20) Der Koeffizient K Shr = -50 für den Einsatz von Schredderschrott bezieht sich auf die Abstichmasse. Um diesen Wert K Shr = -50 mit den in der Literatur angegebenen Werten ( e Shr = -32 kwh/t Schrott bis - 82 kwh/t Schrott ) vergleichen zu können, muss die metallische Ausbeute (86 % bis 92 % [9, 20]) berücksichtigt werden. Wird K Shr = -50 in Gl. 20 auf den Einsatz bezogen, so liegt dieser Wert K Shr = -54 kwh/t Schrott bis -58 kwh/t Schrott im aus Literaturdaten recherchierten Bereich von e Shr = -32 kwh/t Schrott bis -82 kwh/t Schrott. Kühlung des Lichtbogenofens In der aktuellen Version des Köhle-Modells wurde der Einfluss der Ofenkühlung durch einen ofenspezifischen Term in Gl. 4 berücksichtigt [4]: (21) NV ist ein ofenspezifischer Faktor und liegt zwischen 0,2 und 0,4. W V bezeichnet die gemessene Wärmeabfuhr einer Charge und W Vm die mittlere Wärmeabfuhr des Ofens in [kwh/t]. Anhand von Messdaten wurde die abgeführte Energie durch Ofengefäß-, Deckel- und Abgaskühlung sowie die Enthalpie des Abgases nach der Kühlung für vier verschiedene Lichtbogenöfen ermittelt und als Korrekturfaktor der linearen Regression in Gl. 4 eingesetzt [4]. Die thermischen Wirkungsgrade der Energieübertragungen von Lichtbogen und von anderen Energieträgern auf Schrott und Schmelze, η Lb bzw. η i, berücksichtigen per Definition sämtliche Energieausträge über Abgas, Konvektion, Strahlung und Ofenkühlung, so dass aus unserer Sicht die Energieverluste in die Ofenkühlung nicht explizit in Gl. 4 berücksichtigt werden dürfen. Durch prozess- oder anlagentechnische Unterschiede der Lichtbogenöfen können jedoch die tatsächlichen thermischen Wirkungsgrade η i der verschiedenen Öfen voneinander abweichen, so dass der Koeffizient für Kühlung in Gl. 4 eine Korrektur der Regressionskoeffizienten des elektrischen Energiebedarfsmodell für einzelne Öfen darstellt. Fazit Ausgehend von vollständigen Massenund Energiebilanzen und Literaturdaten wurde in dieser Arbeit der Einfluss von Einsatzstoffen (Sauerstoff zur Entkohlung und zur Nachverbrennung, Eisenschwamm, flüssiges Roheisen, Schredderschrott) auf den elektrischen Energiebedarf von Lichtbogenöfen der Stahlindustrie ermittelt. Die Ergebnisse wurden mit den Regressionskoeffizienten des empirischen Modells von Köhle und von Adams verglichen. Die gute Übereinstimmung vieler Regressionskoeffizienten mit den abgeschätzen Wertebereichen bestätigt den linearen Ansatz des Modells von Köhle und die Auswahl der Modellvariablen. Für den Einsatz von Eisenschwamm (DRI/HBI) im Lichtbogenofen weist der berechnete Wertebereich auf eine positive bis negative Korrelation mit dem elektrischen Energiebedarf hin. Beide Tendenzen werden durch Betriebsdaten bestätigt. Die Analyse publizierte Betriebsdaten weist daraufhin, dass der Einsatz unterschiedlicher metallischer Einsatzstoffe (Schwerschrott, Leichtschrott, Schredderschrott, Späne, Bären, Eisenschwamm etc.) detailliert aufgeschlüsselt werden muss, um ein präzises Modell zur Berechnung des elektrischen Energiebedarfs zu erhalten. Tabelle 5 zeigt die Zusammenfassung der thermodynamischen Analyse für alle zwölf Terme des aktuellen Modells von Köhle. Literatur [1] Köhle, S.: Einflußgrößen des elektrischen Energieverbrauchs und des Elektrodenverbrauchs von Lichtbogenöfen, Stahl und Eisen, Vol. 112, 1992, Nr. 11, S [2] Köhle, S.: Improvements in EAF operating practices over the last decade. 57 th Electric Arc Furnace Conf., 1999, Pittsburgh, USA, S [3] Baker, Briggs, Lewis, Capodilupo, Repeeto, Gonthier, Zbaczyniak, Kleimt, Köhle, Knoop, Mosel, Oberhäuser: Ecological and economical EAF steelmaking, European Commission Report EUR EN, 2001 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni 7

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Herbert Pfeifer pfeifer@iob.rwth-aachen.de 8 elektrowärme international Heft 2/2005 Juni