JPH01215912A - 含クロム溶鉄の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） この発明は、ステンレス鋼精錬用の含クロム溶鉄の製造
方法に関し、原料としてステンレス鋼のスクラップ及び
Ｃｒｔ石などの含Ｃｒ酸化物を使用する溶融還元の有利
な成就を可能ならしめようとするものである。

（従来の技術） ステンレス鋼溶製の際に、転炉（上吹転炉、上底吹転炉
）を用いて含クロム溶鉄すなわちステンレス母溶鋼を溶
製することは、−船釣に実施されている技術である。そ
の際、Ｃｒ源としては、通常ＨＣＦｅＣｒなどのＣｒ合
金鉄が使用されるが、安価なＣｒ源であるステンレス鋼
スクラップやＣｒ鉱石、半還元Ｃｒ鉱石などの含Ｃｒ酸
化物を用いることができれば、コスト削減に極めて有利
であり、この点数に、特開昭５８−１５７９２３号公報
に触れられている。

しかしながら同一精錬炉で、ステンレス鋼スクラップの
ほか、溶銑装入後に精錬開始と同時に、含Ｃｒ酸化物を
投入しながら溶融還元した場合には、Ｃｒの還元率が低
いことに問題があって、経済的に実施できる技術レベル
までには達していない。

（発明が解決しようとする課題） 上記した従来法の問題点を指摘すると、次のとおりであ
る。

（１）スクラップの溶解に伴って吸熱およびＣ濃度の低
下が生じ、Ｃｒ酸化物の還元が進まない。

（２）マクロ的に熱バランスがとれるように計算した炭
材と酸素を使用したとしてもＣｒ酸化物の還元が遅れる
ため、結果として溶鉄温度が上りすぎ、転炉耐火物の損
傷が著しい。

この発明は、上記の問題を有利に解決するもので、スク
ラップを完全に溶解させてから、Ｃｒ酸化物を還元させ
るのに必要な鉄浴温度、鉄浴Ｃ％濃度にしたのちにＣｒ
酸化物を投入し、しかもそれを可能な限り長時間維持す
ることによって、Ｃｒ酸化物の溶融還元を効果的に進行
させ得る含クロム溶鉄の有利な製造方法を提案すること
を目的とする。

（課題を解決するための手段） この発明は、ステンレス鋼のスクラップおよびＣｒ鉱石
などの含Ｃｒ酸化物の溶融還元により、含クロム溶鉄を
上底吹き転炉にて製造するに際し、炭材および造滓剤を
添加しながら酸素を上底吹きするスクラップ溶解および
昇熱期と、Ｃｒ酸化物と炭材および造滓剤を投入しなが
ら酸素を上底吹きするＣｒ酸化物の溶融還元期とからな
る精錬を行なうことを特徴とするスクラップの溶解およ
びＣｒ酸化物の溶融還元による、含クロム溶鉄の製造方
法（第１発明）であり、とくにその際、溶融還元の開始
温度を１５００℃以上とし、かつ溶鉄浴のＣ′ａ度につ
き、次式 ％式％（） の条件を満足させる（第２発明）ことが有利である。

さて精錬バクーンを第１（ａ）に示すように、この発明
では、前装入したスクラップが溶ＬＪるまでのスクラッ
プ溶解期と、所定のｃ１度、温度になるまで昇熱を行う
昇熱朋、そしてＣｒ酸化物（Ｃｒ　を石）を添加し溶融
還元を行う溶融還元期に分けることにより、第２図に示
すようにＣｒ酸化物の還元反応に好ましい状態を長く維
持する。

この点単純に炭材とＣｒ鉱石を添加しつづける第１図（
ｂ）のような従来法では、 Ｃ＋−０□→Ｃ０ の反応によって発生する熱がスクラップ熔解だけでなく
Ｃｒ鉱石の分解顕熱にも奪われるため、スクラップの熔
解時間は長くなってしまう。また昇熱期というものがな
いから、スクラップ熔解完了後の浴温度上昇が遅く、第
２図に破線であられしたように還元に必要な温度に上る
までの時間も長くなる。従ってこの発明と従来法とを比
較すると、Ｃｒ酸化物の溶融還元に寄与する時間に大き
な差がついてしまう。この差がすなわち還元率の差にな
り、さらには還元が悪い分だり熱吸収が少なくなり、浴
温度が上がるため耐火物に大きなダメージを与えること
になる。

ところでスクラップの溶解が終了する時期の推定法とし
ては、 一５＝ ■　鉄浴の昇熱係数ｋが一定値に収束した時期どする方
法や、 ■　Ｎｉ濃度既知のスクラップを溶解し、鉄浴Ｎｉ濃度
の変化を調べることにより知る方法、等がある。

まず■について具体的に説明する。

鉄浴の昇熱係数には次式によって求めることができる。

吹錬０□量がＸＩ　Ｎｍ３の時期にサブランスの投入ま
たは倒炉することにより測定した鉄浴温度をＴ。

（’Ｃ）、また吹錬０２量がＸ２　Ｎｍ″の時期の鉄浴
温度をＴ２（”Ｃ）とすると、次式 ％式％（） １’ｌＨＭ−溶銑重量（ｔｏｎ）、　　ｌ’１ｓｃ＝ス
クラップ重量（ｔｏｎ）ΔＯｚ　−ｘｚ　　ｘ　＋　　
（Ｎｍ’）で示されるｋが、吹錬０□量がＸ２　Ｎｍ３
の場合における昇熱係数である。

このようにして８５　ｔｏｎ　Ｋ−ＢＯＰにおいて吹錬
０□原単位とその０□原単位における昇熱係数にの値と
を求めた結果を第３図に示す。

８５　ｔｏｎ　Ｋ−ＢＯＰでの実験（溶銑３５〜４５　
ｔｏｎ、スクラップ２０〜２５　ｔｏｎ）によれば、０
□原単位が１０１００Ｎ／ｌｏｎ相当の時期に鉄浴温度
を測定した場合にｋは収束し、一定値を示したことから
、スクラップは溶解を終了していると考えられ、かくし
てＣｒ酸化物溶融還元目標温度までの昇熱時期を精度よ
く推定できるわけである。

なお昇熱係数には、０゜供給速度についての鉄浴の昇熱
度であるから、炉状況や上方からの投入物により微妙に
ばらつくがほぼ一定になる。このようにｋがばらつくの
はスクラップ゛の？容６Ｊ残りがあるためと考えられる
。たとえば前掲第３図において、０□原単位が１０１０
０Ｎ／ｌｏｎに満たない状態である。

ここに昇熱係数にの物理的意味は次のように書くことが
できる。

８５　ｔｏｎ上底吹転炉（Ｋ−ＢＯＰ）において、炭材
を１．８ｋｇ／Ｎｍ３０゜で供給した場合の鉄浴温度上
昇は、２次燃焼率を２０％とすると、０２：ＩＮｍ’あ
たり〈入熱〉 ■　Ｃ（１２ｋｇ）　＋０２（１１，２Ｎ’ｍ３）→Ｃ
ｏ（２２，４Ｎｍ３）Δ１１　＝　−２４５０（ｋｃａ
ｌ／ｋｇＣ）の反応に使用される０□量につき２次燃焼
率は２０％に仮定したのでｌＮｍ３０□あたり０．８で
ある。

したがって ２１００　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３０ｚ） ■　また２次燃焼率２０％より ■ ＧＯ＋Ｏｚ→ＣＯｚ　　　ΔＩｔ　＝　　３０２０　（
ｋｃａｌ／　Ｎｍ３ＣＯ）に使用される０２量はＩ　Ｎ
ｍ３あたり０．４　Ｎｍ３である。

したがって、この発熱による鉄浴の着熱効率を６０％と
すれば Ｃ０−ＪＣＯ２０，４（Ｎｍ３／Ｃｏ）　Ｘ３０２０（
ｋｃａｌ／ｋｇ、Ｎｍ３ｃｏ）ｘＯ，６０＝７２４．８
　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３０ｇ）ＬＪ、＝がって、入熱合計
は■十■より２８２４．８　ｋｃａｌ／Ｎｍ３０ｚ 〈出熱〉 ■　ＣＯガスは、０□：ｌＮｍ３あたり２次燃焼率を８
０％とすると１．６　Ｎｍ３発生する。したがって、１
．６　Ｘ４８９　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３ＣＯ：ＣＯガスの
熱容量）−７８２，４（ｋｃａｌ／Ｎｍ”Ｏ□） ■　ＣＯ２ガスは０□：ｌＮｍ３あたり０．４　Ｎｍ”
発生するから ０．４　Ｘ８３８　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３ＣＯｇ）　　＝
３３５．２　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３０２）■　炭材は、０
□との燃焼にっかわれるもの以外については顕熱と融解
熱で吸熱する。Ｏｚ：ｌＮｍ３あたり炭材を１．８ｋｇ
で供給していることから、Ｃ顕熱 （１，８（ｋｇ／Ｎｍ３０ｚ）　Ｘｏ、８６（］−クス
中の０％）（ｋｃａｌ／ｋｇ　Ｃ）　−２３６，３（ｋ
ｃａｌ／Ｎｍ３０ｚ）■　スラグの塩基度を保つために
造滓剤を投入するから、 焼石灰顕熱　　０．２２５（ｋｇｃａＯ／Ｎｍ３０ｚ）
　Ｘ３５２（ｋｃａｌ／ｋｇｃａＯ）＝７９．２　（ｋ
ｃａｌ／Ｎｍ３０ｇ）コーク゛スのアッシュ顕熱　　１
．８　（ｋｃａｌ／ｋｇ）Ｘｏ、１２（コークス中のア
ッシュ％）ｘ４００　　（ｋｃａｌ／ｋｇアッシュ）　
　−８６，４（ｋｃａｌ／Ｎｍ３０ｚ） ■　Ｐｒ分解熱　　１２１９９　　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３
Ｐｒ）　Ｘｏ、０１３（Ｎｍ３Ｐｒ／Ｎｍ３０２）　−
１５８，６（ｋｃａｌ／Ｎｍ３０ｚ）■　溶湯顕熱　　
Ｉ　Ｎｍ３０２あたりの温度上昇を７１℃とすると ΔＴ″ＣＸｏ、２１（ｋｃａｌ／ｋｇ’ｃ　：比熱）　
Ｘ　（ＨＭ＋ＳＣ）　（ｔｏｎ）　Ｘ　１０３（ｋｃａ
ｌ／Ｎｍ″Ｏ□） ■　炉体放散熱（８５トンに−ＢＯＰの例では）３７６
　　（ｋｃａｌ／Ｎｍ３０□） ■　スクラップ溶解に使われた熱量 ｏｔ　　（ｋｃａｌ／Ｎｍ”０２） 従って出熱トータル ２０５４．１＋ａＴ　”ＣＸ２１０　Ｘ　　（ＨＭ十Ｓ
Ｃ）　　十α（ｋｃａｌ／Ｎｍ”Ｏｚ） したがって 、’、　ｋ　＝ΔＴ　Ｘ（ｌ（Ｍ＋ＳＣ）　　−３，６
７−α’　　（’Ｃ１０□Ｎｍ３／１ｏｎ）８５　ｔｏ
ｎ　Ｋ−ＢＯＰでの実績データより、第３図に示すよう
に、５Ｃ＝２３　ｔ、　ＩＩＭ−４０ｔのときはスクラ
ップ溶解終了は、ｋ　；３．５となる。

次に■では、第４図に示すように、Ｎｉ濃度既知のスク
ラップを用いることにより鉄浴Ｎ　ｉ　ｆ７４度／計算
Ｎ濃度が１００％となった時期がスクラップ熔解が終了
した時期とみることができる。

ところで一般に還元反応は温度の上昇とともに促進され
る。８５　ｔ−ＫＢＯＰでスクラップ溶解後の溶融還元
期における吹錬温度を変化させたところ、第５図に示す
ように１５００℃以上でないと、還元反応が促進されず
ｔａｐ　Ｔ、Ｃｒが低くならないことがわかった。

また、Ｃｒ酸化物の溶融還元においては、鉄浴Ｃが飽和
状態でスラグ中にも余剰の炭材が存在する方が　　　・
還元速度が速いことが知見された。

すなわち８５　ｔ−ＫＩＩＯＰにおいて炭材の投入量を
変える実験を行ない、出鉄％Ｃｒと出鉄％とＣの関係を
調べたところ、第６図に示したような関係となり、溶鉄
ＣｒとＣが平衡していると考えられる回帰式（１）％式
％（１） を満たしていない場合はＣｒ歩留りが低いことがわかっ
た。

Ｃｒ歩留りについて、（１）弐の回帰式を満たす場合回
帰式をみたさない場合、さらには吹錬温度が１５００℃
以上と以下のそれぞれの場合を調べたところ、第７図に
示すように、溶融還元温度が１５００℃以上で、かつ鉄
浴〔％Ｃ〕が（１）式を満たす場合に、とりわけ高いＣ
ｒ歩留りが得られた。

従ってスクラップ熔解を終了し、Ｃｒ酸化物を投入する
溶融還元期までに、鉄浴Ｃが（１）式をみたし、鉄浴温
度が１５００℃以上になるように炭材を供給したのちに
Ｃｒ酸化物溶融還元期に移行することが、還元をスムー
ズに進行させる上で重要である。

なおスクラップ溶解及び昇熱期の〔Ｃ〕を（１）式とす
るためには次のようにすればよい。

８５　ｔ−ＫＢＯＰにおいて、スクラソブン容解期にお
けるコークスの投入速度を変化させ、スクラップ溶解が
終了した七きの鉄浴％Ｃの変化について調べた（第８図
参照）。

スクラップ２３　ｔｏｎ、　ｆｆｊ銑は４１　ｔｏｎ　
（スクラップからのＩｎｐｕｔ％Ｃｒ　＝６．５％程度
）のもとて、スクラップが溶は終わったと考えられる０
□：　１００　Ｎｍ３／ｌｏｎでのザブランスサンプル
の％Ｃ分析結果を第８図に示す。

同図より、８５　ｔ　−ＫＢＯＰを用いたステンレス鋼
スクラップ溶解では、スクラップ溶解期のコークス投入
速度を１．８　ｋｇ／Ｎｍ３０ｚにすることで（１）式
を満足させることができる。このようにスクラップの量
、？容鉄の装入量及びスクラップからのＣｒ％とから（
１）式を満たすようにコークス投入量を決定する必要が
ある。

そして引き続き浴温及び（１）式を満足させながらコー
クス、　Ｃｒ酸化物、造滓剤を添加しながら溶融還元を
行なうわけである。

（実施例） 実験は８５ｔ−ＫＢ叶を用いて行った。

−１３一 実施例１ ステンレス鋼スクラップ２２．９　ｔｏｎをスクラップ
シュートにて装入後、脱Ｐ溶銑４１．３　ｔｏｎを装入
し、その後直ちに炉型にして吹錬を開始した。

ここでステンレス鋼スクラップの成分、積み込み量は次
表１のとおりである。

また脱Ｐ溶銑の成分は次表２のとおりである。

吹錬開始後０゜：　５５００　Ｎ、％のところでサブラ
ンスを投入して浴温を測温したところ１５２５℃であっ
た。

なおザブランス投入まてにスクラップのＳｉ分塩基度を
探信するため焼石灰を２８０ｋｇ投入した。

０゜：　５５００　Ｎｍ’における昇熱係数には、溶銑
温度−１１７０℃２今回の測温−１５２５℃１溶銑−４
１，３ｔ、　スクラップ＝２２．９ｔより であった。

０□−６２００Ｎｍ’のところで再びサブランスを投入
し、測温したところ１５６５℃であり、ｋ値を計算する
と、０２　：　６２００　Ｎｍ”におけるｋは今回の測
温１５６５℃，前回の測温１５２５℃より、 となり、第３図の実験からスクラップは溶解していると
判断される。

さらに溶融還元期吹錬目標温度を１５７０’Ｃとしたた
め、昇熱は、 より、１８０　Ｎｍ”　０２を吹精後、Ｃｒ酸化物還元
期に移行した。

なおスクラップ溶解および昇熱期においては炭材を１．
８　ｋｇ／Ｎｍ３０２の割合で供給した。Ｃｒ酸化物還
元期に移行するまでにかがっな時間は２８．６分であっ
た。

ここにスクラップの％Ｃｒ、装入ｔｏｎより、鉄浴％Ｃ
ｒは となり、（１）式より〔％Ｃ〕≧４．５７％であること
が必要であるが、０２：　６２００　Ｎｍ３でのサブラ
ンスの分析では％Ｃ＝４．６％であったことがら（１）
式を満足している。

さてＣｒ酸化物還元期では、鉄浴温度を一定に保つべく
、熱バランスがら半還元Ｃｒペレットを２．４ｋｇ／Ｎ
ｍ’０２．炭材を１．３　ｋｇ／Ｎｍ３０ｚの割合で投
入した。

半還元Ｃｒペレットの成分は次表３のとおりである。

表３ （％） 半還元ペレット投入完了後、０□ト一タル１８００ＯＮ
ｍ’のところで、仕上げ還元期（撹拌）に移行した。す
なわち上吹送酸速度を絞り、１０分間上吹０゜：６ＯＮ
ｍ３／分、底吹０２　：　６０　Ｎｍ３／分で行ない出
湯した。出湯量は７１．３　ｔｏｎ、精錬時間（吹錬開
始から吹錬終了まで）は６９．９５分であった。

なお、仕上げ還元期に入る前にサブランスを投入したと
ころ、浴温は１５７０℃であり、Ｃｒ酸化物還元期の間
はほぼ鉄浴温度は一定に保持されていたことが確められ
た。

出湯時の浴温、成分は次表４のとおりであった。

また出湯時におけるスラグ組成は次表４のとおりさらに
炉内に投入したＩｎｐｕｔ分は次表６のとおりであった
。

表６ 上記の実験においては、Ｃｒ歩留り：　９５．２１％、
製出鉄歩留り：　９２．７２％、　Ｎｉ歩留り：１００
％と極めて良好であった。

実施例２ 次にこの発明に従う製造法において仕上還元有り無しの
場合と、従来法に従う仕上還元有り無しの各場合につい
て、下記の条件下に含クロム溶鉄を溶融還元法によって
溶製した結果を、表７に示す。

また第９図に、Ｃｒ酸化物投入後の撹拌時間（仕上げ還
元）とスラグ中のＴ、　Ｃｒ量との関係を、この発明と
従来法とで比較して示す。

表７ 同表および第９図より明らかなように、この発明法では
Ｃｒ歩留りが著しく向上し、また精錬時間も短縮されて
いる。

なお従来法によって、Ｃｒ歩留りを向上させる場合には
、クロム鉱石投入後に高温域の還元期を長くする必要が
あるため、溶融還元炉の耐火物が著しく損傷し、炉寿命
の大幅な低下を余儀なくされていた。

（発明の効果） かくしてこの発明によれば、含クロム鉄の溶製に関し、
従来に比較して、Ｃｒ歩留りを著しく向上させ得るだけ
でなく、精錬時間の短縮ならびに耐火物寿命の延長も併
−已て実現できる。

【図面の簡単な説明】

第１図ａ、ｂはそれぞれ、この発明と従来法に従う精錬
パターンの比較図、 第２図は、精錬時間と浴温度との関係を、この発明と従
来法とで比較して示したグラフ、第３図は、スクラップ
溶解期０□原単位と昇熱係数にとの関係を示したグラフ
、 第４図は、スクラップ溶解期０２原単位と鉄浴Ｎｉ濃度
／計算Ｎｉ濃度比との関係を示したグラフ、第５図は、
溶融還元温度とスラグ中Ｔ、Ｃｒとの関係を示したグラ
フ、 第６図は、溶鉄中のＣおよびＣｒが、Ｃｒ歩留りに及ぼ
す影響を示したグラフ、 第７図は、吹錬条件がＣｒ歩留りに及ぼす影響を示した
グラフ、 第８図は、コークス投入速度と溶鉄中Ｃとの関係を示し
たグラフ、 第９図は、Ｃｒ酸化物投入後の撹拌時間とスラグ中Ｔ、
Ｃｒとの関係を示したグラフである。 特許出願人　　川崎製鉄株式会社 代理人弁理士　　杉　　村　　暁　　秀同　　弁　　理
　　士　　　　杉　　　　村　　　　興　　　　作ｙ＃
卦峰盆 蓄算：　ｊＮＪ１８／１／ｒ　、Ｎポ鼾（支）　　　　
　　　　ρ （ユン〕−′夏Ｓ型ヒ （幻　（・渦巻４つ 〔クラ≦〕≦？ｑ−２’＜ ：ｌＪ／を靭００１　：　’０ （７，）勺工小、、Ｌ４ｙ Ｃり％〕碍寥

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、ステンレス鋼のスクラップおよびＣｒ鉱石などの含
   Ｃｒ酸化物の溶融還元により、含クロム溶鉄を上底吹き
   転炉にて製造するに際し、 炭材および造滓剤を添加しながら酸素を上 底吹きするスクラップ溶解および昇熱期と、Ｃｒ酸化物
   と炭材および造滓剤を投入しながら酸素を上底吹きする
   Ｃｒ酸化物の溶融還元期と からなる精錬を行なうことを特徴とするスクラップの溶
   解およびＣｒ酸化物の溶融還元による、含クロム溶鉄の
   製造方法。 ２、溶融還元期の開始温度が１５００℃以上でかつ、溶
   鉄浴のＣ濃度が次式、 〔Ｃ〕≧４．０３＋０．０８４・〔Ｃｒ〕 の関係を満足するものである請求項１記載の含クロム溶
   鉄の製造方法。