JPS6040491B2 - 低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法 - Google Patents
低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法Info
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- JPS6040491B2 JPS6040491B2 JP18755980A JP18755980A JPS6040491B2 JP S6040491 B2 JPS6040491 B2 JP S6040491B2 JP 18755980 A JP18755980 A JP 18755980A JP 18755980 A JP18755980 A JP 18755980A JP S6040491 B2 JPS6040491 B2 JP S6040491B2
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-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
- C21C7/10—Handling in a vacuum
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Description
この発明は、低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法
に関するものである。 近年来、炭素（Ｃと記す）を５岬ｐｍ以下よりのぞまし
くは３他ｐｍ以下、窒素（Ｎと記す）を１０政ｐｍ以下
に低減したフェライトステンレス鋼（以下ＵＬＣ−Ｎ鋼
と記す）が脚光をあぴているが、これは鋼中〔Ｃ〕，〔
Ｎ〕などの侵入型原子の量を、極力抑制することにより
、とくに溶接部における耐食性、じん性が、飛躍的に改
善することに由来している。 かようなＵＬＣ−Ｎ鋼の有利な製造に関し出願人は、強
櫨梓・真空取鍋脱炭精錬法（以下ＳＳ−ＶＯＤ法と記す
）をさきに開発したが、それによると籍低炭素領域まで
脱〔Ｃ〕を行っても、クロム（Ｃｒと記す）などのメタ
ル主成分の酸化ロスが少く、経済的なプロセスとして特
色が著しい。 ところが、最近の実験室規模の研究によって上記〔Ｃ〕
，〔Ｎ〕のみでなく、さらに鋼中レナい素（以下〔Ｓｉ
〕と記す）の低減により、比較的板厚の厚い分野で製品
のじん性が確保できる一方で、０．３肌以下の極薄板の
分野で、製品の耐力が大きくならず、加工時の歪を少〈
でき、従って美観をそこなわずに容易に加工できるメリ
ットが得られることがわかつた。そこでこの発明は、Ｃ
ｒを１３％以上で３２％に達する程度にも高率で含有す
るＵＬＣ−Ｎ鋼につき、〔Ｓｉ〕を０．１５％以下にま
で有利に低減する操業手段を、以下にのべるように究明
した。 この発明による上記の低〔Ｓｊ〕化は、溶接構造物への
応用においてその溶接部じん性の一層の向上にも有利に
役立つ。 この発明の記述に先立ち、その開発の前提とも云うべき
上掲ＳＳ−ＶＯＤ法につきまず概説し、その場合におけ
る脱げし、操業上の問題について言及し、この発明の課
題とするところを、明らかにすると次のとおりである。 すなわちＳＳ−ＶＯＤ法は、在釆のＶＯＤ法によるフェ
ライト系ステンレス鋼の溶接部におけるじん性および耐
粒界腐食性の劣化を飛躍的に改善するために、精錬取鍋
に２個以上の縄畔用プラグを取付け、不活性ガス、たと
えばＡｒガスによる強縄拝によって、ＵＬＣ−Ｎ鋼の溶
製に有利に適合させる。その脱炭工程は、次の脱炭１期
と脱炭０期とに大きく分けられる。脱炭１期は、〔Ｃ〕
０．８〜２．５％，〔Ｃｒ〕１０〜３５％を含有する高
Ｃｒ溶錨に減圧下で取鍋底部より溶鋼トン当り１州１／
ｍｊｎ以上にわたる大量の不活性ガスを吹込みするとと
もに、溶鋼中の〔Ｃ〕が０．０２０％以下になるまで溶
鋼表面から酸素ガスを吹付けする工程であり、また脱炭
ロ期は、やはり減圧下に不活性ガスのみの吹込みにより
脱炭を継続する工程である。 こ）に酸素吹糟末期における溶鋼温度は１７００００程
度以上であることが好ましく、１７００ｏＣよりもかな
りに低い温度の場合、引続く真空脱炭（脱炭ロ期）過程
で生じる温度降下を補うため、酸素吹精の再開を要し、
こ）にＣｒの酸化が進行して溶鋼表面が硬いスラグでお
）われるようになって脱Ｃ，脱Ｎとも阻害され、ＵＬＣ
−Ｎ高ＣＧ鋼を得ることが困難になる。 そこで酸素吹糟終了時に溶鋼温度を１７００００程度以
上とするために取鍋を十分に子熱しておくとともに、酸
素吹糟前の〔Ｓｉ〕を０．４％以上にするとか、酸素吹
精中にけし、素源を没入するとかの措置を講じ、また一
方脱炭速度を早めるために、酸素吹精の際に生成するス
ラグの成分組成としてＳｉ０２が２０％以上、Ｃｒ２０
３が２５％以下であるべき必要から、ＳＳ−ＶＯＤ法で
は、普通のＶＯＤ法に比べて脱炭初期の〔Ｓｉ〕が高く
されていたのであり、その結果に随伴して鋼中〔Ｓ＊ｉ
〕が高いとき、さきに触れたように、溶接部のじん性に
悪影響を及ぼすのであり、つまり溶接部のじん性は、遷
移温度が低い程有利であって、低〔Ｓｉ〕程、遷移温度
は低くなり、そして〔Ｓｉ〕が０．１５０％以下になる
ともはや遷移温度の一層の低下は殆ど求められない。こ
のようにして脱炭０期禾での〔Ｓｉ〕はできるだけ低い
ことが望まれ、脱〔Ｓｉ〕の目標レベルを０．１５％以
下とすることが必要である。 しかるにＳＳ−ＶＯＤ法は、真空精錬であるため、脱Ｓ
ｉ反応よりも脱Ｃ反応が優先するので、脱炭１期終了時
の〔Ｓｉ〕レベルは一般に０．１５％をこえて通常０．
２０％程度であり、こ）でさらに脱Ｓｉを強化しようと
して酸素吹精を加えるとＣｒ，Ｍｎなどの酸化が起り、
メタル歩留りの低下が余儀なくされたのである。 また一方脱Ｓｉ反応を活発化するためには、Ｓｉ＋０２
＝Ｓｉ０２反応が発熱反応なので、熱力学的観点で低温
域における酸素ガス吹精が望ましいと考えられるにも拘
らず、この点については実際上、温度のちがし、による
脱Ｓｉ効果の差異は認められなかつた。 すなわち表１に、商用規格のＳＳ−ＶＯＤ設備により、
〔Ｃ〕ミ３岬ｐｍ，〔Ｎ〕ＳＩ０蛇ｐｍのＵＬＣ−Ｎフ
ェライト系ステンレス鋼を、脱炭１期につき、高温、低
温の２水準で精錬したときの脱Ｓｉ挙動を各種条件で比
較操業した結果の一例を示したように、事実上同一の初
期Ｓｊレベルでの脱げいに格別な差異を生じていないこ
とがわかる。 表−Ｉ ＵＬＣＮ鋼製造時、脱炭１期のＳｉ，Ｃｒ含有
量の変化表１で各ヒート毎の精錬条件にあわせ示したと
ころから明かなように、むしろ低温の真空精錬の方で、
Ｃｒの酸化ロスが多く、経済的な熔製として高温精錬の
方が好ましいと云え、さらにＣｒ２０３の著しい生成は
、特関昭５２−７３１１６号、同５３−９４２１２号各
公報で開示したように、引続く脱炭０期で、５蛇ｐｍ以
下のような極低〔Ｃ〕値までの脱炭の進行を阻害する。
そして脱炭１期に、意図的な過剰の酸素ガス吹精を行っ
ても〔Ｃ〕，〔Ｓｉ〕の低下よりむしろＣｒ２０３の生
成が優先することはすでに触れたとおりである。 かようなわけで、脱炭１期における不活性ガス流量を溶
鋼トン当り１州１／ｍｉｎ以上のような大星吹込みとし
、酸素ガス吹精を〔Ｃ〕Ｓ２０仮ｐｍで止めることでＣ
ｒ２０３の生成を極力防止し、脱炭０期は酸素ガスなし
で、流動性を良好に維持させたスラグからの
に関するものである。 近年来、炭素（Ｃと記す）を５岬ｐｍ以下よりのぞまし
くは３他ｐｍ以下、窒素（Ｎと記す）を１０政ｐｍ以下
に低減したフェライトステンレス鋼（以下ＵＬＣ−Ｎ鋼
と記す）が脚光をあぴているが、これは鋼中〔Ｃ〕，〔
Ｎ〕などの侵入型原子の量を、極力抑制することにより
、とくに溶接部における耐食性、じん性が、飛躍的に改
善することに由来している。 かようなＵＬＣ−Ｎ鋼の有利な製造に関し出願人は、強
櫨梓・真空取鍋脱炭精錬法（以下ＳＳ−ＶＯＤ法と記す
）をさきに開発したが、それによると籍低炭素領域まで
脱〔Ｃ〕を行っても、クロム（Ｃｒと記す）などのメタ
ル主成分の酸化ロスが少く、経済的なプロセスとして特
色が著しい。 ところが、最近の実験室規模の研究によって上記〔Ｃ〕
，〔Ｎ〕のみでなく、さらに鋼中レナい素（以下〔Ｓｉ
〕と記す）の低減により、比較的板厚の厚い分野で製品
のじん性が確保できる一方で、０．３肌以下の極薄板の
分野で、製品の耐力が大きくならず、加工時の歪を少〈
でき、従って美観をそこなわずに容易に加工できるメリ
ットが得られることがわかつた。そこでこの発明は、Ｃ
ｒを１３％以上で３２％に達する程度にも高率で含有す
るＵＬＣ−Ｎ鋼につき、〔Ｓｉ〕を０．１５％以下にま
で有利に低減する操業手段を、以下にのべるように究明
した。 この発明による上記の低〔Ｓｊ〕化は、溶接構造物への
応用においてその溶接部じん性の一層の向上にも有利に
役立つ。 この発明の記述に先立ち、その開発の前提とも云うべき
上掲ＳＳ−ＶＯＤ法につきまず概説し、その場合におけ
る脱げし、操業上の問題について言及し、この発明の課
題とするところを、明らかにすると次のとおりである。 すなわちＳＳ−ＶＯＤ法は、在釆のＶＯＤ法によるフェ
ライト系ステンレス鋼の溶接部におけるじん性および耐
粒界腐食性の劣化を飛躍的に改善するために、精錬取鍋
に２個以上の縄畔用プラグを取付け、不活性ガス、たと
えばＡｒガスによる強縄拝によって、ＵＬＣ−Ｎ鋼の溶
製に有利に適合させる。その脱炭工程は、次の脱炭１期
と脱炭０期とに大きく分けられる。脱炭１期は、〔Ｃ〕
０．８〜２．５％，〔Ｃｒ〕１０〜３５％を含有する高
Ｃｒ溶錨に減圧下で取鍋底部より溶鋼トン当り１州１／
ｍｊｎ以上にわたる大量の不活性ガスを吹込みするとと
もに、溶鋼中の〔Ｃ〕が０．０２０％以下になるまで溶
鋼表面から酸素ガスを吹付けする工程であり、また脱炭
ロ期は、やはり減圧下に不活性ガスのみの吹込みにより
脱炭を継続する工程である。 こ）に酸素吹糟末期における溶鋼温度は１７００００程
度以上であることが好ましく、１７００ｏＣよりもかな
りに低い温度の場合、引続く真空脱炭（脱炭ロ期）過程
で生じる温度降下を補うため、酸素吹精の再開を要し、
こ）にＣｒの酸化が進行して溶鋼表面が硬いスラグでお
）われるようになって脱Ｃ，脱Ｎとも阻害され、ＵＬＣ
−Ｎ高ＣＧ鋼を得ることが困難になる。 そこで酸素吹糟終了時に溶鋼温度を１７００００程度以
上とするために取鍋を十分に子熱しておくとともに、酸
素吹糟前の〔Ｓｉ〕を０．４％以上にするとか、酸素吹
精中にけし、素源を没入するとかの措置を講じ、また一
方脱炭速度を早めるために、酸素吹精の際に生成するス
ラグの成分組成としてＳｉ０２が２０％以上、Ｃｒ２０
３が２５％以下であるべき必要から、ＳＳ−ＶＯＤ法で
は、普通のＶＯＤ法に比べて脱炭初期の〔Ｓｉ〕が高く
されていたのであり、その結果に随伴して鋼中〔Ｓ＊ｉ
〕が高いとき、さきに触れたように、溶接部のじん性に
悪影響を及ぼすのであり、つまり溶接部のじん性は、遷
移温度が低い程有利であって、低〔Ｓｉ〕程、遷移温度
は低くなり、そして〔Ｓｉ〕が０．１５０％以下になる
ともはや遷移温度の一層の低下は殆ど求められない。こ
のようにして脱炭０期禾での〔Ｓｉ〕はできるだけ低い
ことが望まれ、脱〔Ｓｉ〕の目標レベルを０．１５％以
下とすることが必要である。 しかるにＳＳ−ＶＯＤ法は、真空精錬であるため、脱Ｓ
ｉ反応よりも脱Ｃ反応が優先するので、脱炭１期終了時
の〔Ｓｉ〕レベルは一般に０．１５％をこえて通常０．
２０％程度であり、こ）でさらに脱Ｓｉを強化しようと
して酸素吹精を加えるとＣｒ，Ｍｎなどの酸化が起り、
メタル歩留りの低下が余儀なくされたのである。 また一方脱Ｓｉ反応を活発化するためには、Ｓｉ＋０２
＝Ｓｉ０２反応が発熱反応なので、熱力学的観点で低温
域における酸素ガス吹精が望ましいと考えられるにも拘
らず、この点については実際上、温度のちがし、による
脱Ｓｉ効果の差異は認められなかつた。 すなわち表１に、商用規格のＳＳ−ＶＯＤ設備により、
〔Ｃ〕ミ３岬ｐｍ，〔Ｎ〕ＳＩ０蛇ｐｍのＵＬＣ−Ｎフ
ェライト系ステンレス鋼を、脱炭１期につき、高温、低
温の２水準で精錬したときの脱Ｓｉ挙動を各種条件で比
較操業した結果の一例を示したように、事実上同一の初
期Ｓｊレベルでの脱げいに格別な差異を生じていないこ
とがわかる。 表−Ｉ ＵＬＣＮ鋼製造時、脱炭１期のＳｉ，Ｃｒ含有
量の変化表１で各ヒート毎の精錬条件にあわせ示したと
ころから明かなように、むしろ低温の真空精錬の方で、
Ｃｒの酸化ロスが多く、経済的な熔製として高温精錬の
方が好ましいと云え、さらにＣｒ２０３の著しい生成は
、特関昭５２−７３１１６号、同５３−９４２１２号各
公報で開示したように、引続く脱炭０期で、５蛇ｐｍ以
下のような極低〔Ｃ〕値までの脱炭の進行を阻害する。
そして脱炭１期に、意図的な過剰の酸素ガス吹精を行っ
ても〔Ｃ〕，〔Ｓｉ〕の低下よりむしろＣｒ２０３の生
成が優先することはすでに触れたとおりである。 かようなわけで、脱炭１期における不活性ガス流量を溶
鋼トン当り１州１／ｍｉｎ以上のような大星吹込みとし
、酸素ガス吹精を〔Ｃ〕Ｓ２０仮ｐｍで止めることでＣ
ｒ２０３の生成を極力防止し、脱炭０期は酸素ガスなし
で、流動性を良好に維持させたスラグからの
〔０〕供給
により、〔Ｃ〕十
により、〔Ｃ〕十
〔０〕＝Ｃ○（ｇ）反応を継続するこ
とがのぞまれるわけである。 なおこの脱炭ｎ期にあっても〔Ｓｉ〕は鋼中
とがのぞまれるわけである。 なおこの脱炭ｎ期にあっても〔Ｓｉ〕は鋼中
〔０〕ある
いはスラグ中
いはスラグ中
〔０〕と反応するので、若干の脱Ｓｉは進
行するもののその到達レベルは、表１に示したように、
到底０．１５％以下にはなし得なかったのである。以上
のべたようにして、ＵＬＣ−Ｎ鋼の溶製に有利に適合す
るとは云うものの単なるＳＳ−ＶＯＤ法によっては、な
お脱Ｓｉ反応の観点‘こ関する限り〔Ｓｉ〕レベルの限
界のために、溶接部のじん性改善を進める上では、問題
を残していたのである。 発明者らは、これらの問題を克服すべく検討を加えて、
過剰酸素ガスの吹精による場合におけるようなＣｒ，Ｍ
ｎ，などのメタル酸化ロスを伴うことなく、有利に、脱
炭１期末において〔Ｓｉ〕を０．１５％以下にする操業
条件を次のように確立したものである。 この発明は強鷹梓・真空取鍋脱ガス脱炭設備により、炭
素０．００５の重量％以下、窒素０．０１０の重量％以
下そしてクロム１３〜３２重量％を含有する低炭素、低
窒素、高クロム鋼を真空精錬する際、酸素吹精による真
空脱炭の過程において石灰質原料を、溶鋼トン当り４〜
２０ｋ９の範囲で、スラグ中のＳｊ０２に対するＣａ○
の重量割合によりあらわされるスラグ塩基度を１．５以
下に保持する程度に装入することにより、鋼中けし、素
含有量を０．１５重量％以下に低減することを特徴とす
る低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法である。 発明者らはＳＳ−ＶＯＤ法のあまた操業経験の下で、実
際にスラグ、溶鋼間の反応を認め、スラグ成分、組成が
行するもののその到達レベルは、表１に示したように、
到底０．１５％以下にはなし得なかったのである。以上
のべたようにして、ＵＬＣ−Ｎ鋼の溶製に有利に適合す
るとは云うものの単なるＳＳ−ＶＯＤ法によっては、な
お脱Ｓｉ反応の観点‘こ関する限り〔Ｓｉ〕レベルの限
界のために、溶接部のじん性改善を進める上では、問題
を残していたのである。 発明者らは、これらの問題を克服すべく検討を加えて、
過剰酸素ガスの吹精による場合におけるようなＣｒ，Ｍ
ｎ，などのメタル酸化ロスを伴うことなく、有利に、脱
炭１期末において〔Ｓｉ〕を０．１５％以下にする操業
条件を次のように確立したものである。 この発明は強鷹梓・真空取鍋脱ガス脱炭設備により、炭
素０．００５の重量％以下、窒素０．０１０の重量％以
下そしてクロム１３〜３２重量％を含有する低炭素、低
窒素、高クロム鋼を真空精錬する際、酸素吹精による真
空脱炭の過程において石灰質原料を、溶鋼トン当り４〜
２０ｋ９の範囲で、スラグ中のＳｊ０２に対するＣａ○
の重量割合によりあらわされるスラグ塩基度を１．５以
下に保持する程度に装入することにより、鋼中けし、素
含有量を０．１５重量％以下に低減することを特徴とす
る低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法である。 発明者らはＳＳ−ＶＯＤ法のあまた操業経験の下で、実
際にスラグ、溶鋼間の反応を認め、スラグ成分、組成が
〔０〕含有量に影響することから、スラグ中のＳｉ０２
の宿量を低下すれば〔Ｓｉ〕の減少を図ることができる
と考え、そこでＳＳ−ＶＯＤ法の脱炭過程でＣａＯを添
加し、ＵＬＣ−Ｎ系、１８％Ｃｒ−２％Ｍ。 および２６％Ｃｒ−１％Ｍ。鋼の真空精錬を試みた。ま
ず第１段階として脱炭１期終了のあと、取鍋内にＣａ０
を３００ｋ９〜１６５０ｋ９の範囲にわたって種々に添
加し、各Ｃａ○添加水準毎にＡ−１，２，Ｂ−１，２に
区分した試験ヒートにおける〔Ｓｉ〕変化を精錬条件と
ともに表２にまとめて示した。 −２ 段１期 Ｃａ○添加実験以上の実験から、脱炭
ロ期にＣａ○を添加することで、〔Ｓｉ〕が減少し、ま
た添加量の増加につれてスラグの塩基度Ｃａ○／Ｓｉ０
２は増大し、スラグの流動性が低下することが認められ
た。 すなわちＢ−４のＣａ○添加水準では△Ｓｉ（脱炭１期
末一同０期末）は最大ではあったが、到達〔Ｃ〕が７０
ゆｐ〜程度のように高くＵＬＣ−Ｎ鋼としての要請を満
たさず、またＣａ○の過量添加による溶鋼温度降下も著
しく、さらに精錬を経てから、造塊のための鋳型注入時
に皮張り（凝固膨形成）を生じ、製品にへげ庇をつくる
原因となることがわかつた。 そこで脱Ｓｉに必要な
の宿量を低下すれば〔Ｓｉ〕の減少を図ることができる
と考え、そこでＳＳ−ＶＯＤ法の脱炭過程でＣａＯを添
加し、ＵＬＣ−Ｎ系、１８％Ｃｒ−２％Ｍ。 および２６％Ｃｒ−１％Ｍ。鋼の真空精錬を試みた。ま
ず第１段階として脱炭１期終了のあと、取鍋内にＣａ０
を３００ｋ９〜１６５０ｋ９の範囲にわたって種々に添
加し、各Ｃａ○添加水準毎にＡ−１，２，Ｂ−１，２に
区分した試験ヒートにおける〔Ｓｉ〕変化を精錬条件と
ともに表２にまとめて示した。 −２ 段１期 Ｃａ○添加実験以上の実験から、脱炭
ロ期にＣａ○を添加することで、〔Ｓｉ〕が減少し、ま
た添加量の増加につれてスラグの塩基度Ｃａ○／Ｓｉ０
２は増大し、スラグの流動性が低下することが認められ
た。 すなわちＢ−４のＣａ○添加水準では△Ｓｉ（脱炭１期
末一同０期末）は最大ではあったが、到達〔Ｃ〕が７０
ゆｐ〜程度のように高くＵＬＣ−Ｎ鋼としての要請を満
たさず、またＣａ○の過量添加による溶鋼温度降下も著
しく、さらに精錬を経てから、造塊のための鋳型注入時
に皮張り（凝固膨形成）を生じ、製品にへげ庇をつくる
原因となることがわかつた。 そこで脱Ｓｉに必要な
〔０〕源として吹糟用酸素ガスの
活用ならびに漆鋼度の高い時期におけるＣａ○添加の影
響とを調べるために、脱炭１期前にＣａ○を、３００ｋ
ｇ〜１５００ｋｇの範囲にわたり、その各添加水準毎に
Ｃ−１〜Ｃ−４に区分した試験を表３のように行った。 すなわち商用の５０トン電気炉を使用、１８％Ｃｒ−２
％Ｍｏ鋼の溶製原料を袋入し、溶解したのちＳＳ−ＶＯ
Ｄ牲鎌用取鍋に受鋼し、ついで敬鍋内のスラグを入念に
除去してＳＳ−ＶＯＤ用の真空槽内にセットし、表３示
したＣａ○の添加を行った上で、真空精錬を行った。な
おこのとき脱炭１期における精錬条件は、Ｃａ○の添加
を除いて特関昭５２−７３１１６号、同５２−９４２１
２号各公報に記載したところに準拠し、表３に示したと
おりである。表−３ 脱炭１期前Ｃａ○添加実験 表３からＣａ○添加の水準Ｃ−１〜３の各ヒートで脱炭
０期末における〔Ｃ〕は何れも５ゆｐｍ以下でこの発明
におけるＵＬＣ−Ｎ鋼の目標をみたしているのに反し水
準Ｃ−４のヒートでは、到達〔Ｃ〕が著しく高く、それ
はスラの塩基度が１．５をこえて高すぎるため、その流
動性が著しく低下し、脱炭０期における脱Ｃ反応が、進
行し得なかつたことによる。 かような点についてさらに検討と実験を加えて、Ｃａ０
／Ｓｉ０２１．５以下が〔Ｃ〕５舵ｐｍ以下を保証する
ために不何欠であることがたしかめられたのである。 上述した実験事実を整理して脱炭１期つまり真空環境下
の鋼俗、磯梓のために、溶鋼トン当り１５Ｎで／ｍｉｎ
以上、１００Ｎ〆／ｍｉｎにまで及ぶほど大量の不活性
ガスを、溶鋼に吹込む強雛梓下に酸素吹精を行う過程に
おいて、ＣａＯを溶鋼トンあたり２０ｋ９以下を添加し
且つＣａ○／Ｓｊ０２で計算した塩基度を１．５以下に
保って脱炭０期の酸素源として必要な中和されていない
Ｓｉ０２をスラグ中に残せば〔Ｃ〕ＳＯ．００５０％を
含有するステンレ鋼が溶製できることが判った。 水準Ｃ−１〜４の各実験はいずれも１８％Ｃｒ−２％Ｍ
ｏ含有鋼であったが次に実施例として極低炭領域までの
脱炭が困難とされる高Ｃｒ含有の２６％Ｃｒ−１％Ｍｏ
鋼について脱Ｓｉの効果を示す。実施例 １ ５０トンアーク式電気炉で溶解した溶鋼を出鋼し、ＳＳ
−ＶＯＤ糟鎌取鍋に受鋼した。 直ちに除律作業をおこなった。なお取鍋中に残ったスラ
グは４２ｋ９でありその成分と組成（重量％）は次のと
おりであった。Ｃｒ２０３／０．７Ｍｇ○／２１．８Ｃ
ａ０／私．２Ｓｉ０２／２９．２こ）にＣａ○量が多い
のは電炉出鋼時に施用した脱硫用フラックス中のＣａ○
分である。 熔鋼重量は５２．７トン、成分と組成（重量％）は次の
とおりであった。 Ｃ／０．９５Ｓｉ／１．２０Ｍｎ／０．２０Ｐ／０．０
１２ Ｓ／０．００５Ｃｒ／２６．７２ Ｍｏ／１．２
４ Ｎ／０．０６１４ ０／０．０１４０また溶鋼温度
は１６７０ｑｏであった。 この取鍋をＳＳ−ＶＯＤ設備に収容し１０００ｋ９のＣ
ａ０（溶鋼トン当り１９．９ｋ９）を添加して、直ちに
排気を開始した。 真空度が３仇Ｐｒｒに到達した後溶鋼トン当り２１．６
Ｎ〆／ｈｒの流量で０２ガス吹付けによる脱炭１期を開
始した。 ランス高さは溶鋼の静止裕面上１４０仇舷であった。同
時に取鍋底部に装着した不活性ガス吹きこみ羽□から溶
鋼トン当り２州１／ｍｉｎ，のＡｒガスを吹きこんだ。
吹き止め温度は１７２が０、溶鋼成分と組成（重量％）
は次のとおりであった。 Ｃ／０．００４９Ｓｉ／０．０９Ｍｎ／０．１２ Ｐ／
０．０１２Ｓ／０．００６Ｃｒ／２６．６９Ｍｏ／１．
２９Ｎ／０．００２２０／０．０５９２スラブの成分と
組成（重量％）は次のとおりである。 Ｃ【２０３／１４．２Ｍｇ○／２３．０Ｃａ○／２５．
１Ｓｉ０２／２７．９圧力を大気圧にもどして取鍋内部
を観察したところ、スラグの流動性は良好であった。 再度排気を開始して脱炭０期を開始した。ＩＱ分後に真
空度は１．２ｏｎに到達した。そこでＡｒガスを熔鋼ト
ン当り２８ＮＩ／ｍｉｑとして吹きこみを続け、ロ期開
始４８分経過してから溶鋼からの中間サンプリングをし
た。温度は１６６？○でその成分組成（重量％）は次の
とおりであった。Ｃ／０．００２７Ｓｉ／０．１０Ｍｎ
／０．１２ Ｓ／０．００６Ｃｒ／２６．６０Ｍｏ／１
．２９Ｎ／０．００２４０／０．０３４０更に真空中で
５９分間の損梓をして精錬を完了した。 温度は１５磯℃で成分組成（重量％）は次のとおりであ
った。Ｃ／０．０００８Ｓｉ／０．１０Ｍｎ／０．１２
Ｓ／０．００６Ｃｒ／２６．４５Ｍｏ／１．２８Ｎ／
０．００２８０／０．０３またスラグ成分・組成（重量
％）は次のとおりでその流動性は良好であった。 Ｃｒ２０３／１６．７Ｍｇ○／２７．１Ｃａ○／２０．
９Ｓｉ０２／３１．２その後大気圧下でＡＩによる脱酸
とＭｎ含有量を所定の値まで調整しＡｒガスシールをし
た鋳型中に
活用ならびに漆鋼度の高い時期におけるＣａ○添加の影
響とを調べるために、脱炭１期前にＣａ○を、３００ｋ
ｇ〜１５００ｋｇの範囲にわたり、その各添加水準毎に
Ｃ−１〜Ｃ−４に区分した試験を表３のように行った。 すなわち商用の５０トン電気炉を使用、１８％Ｃｒ−２
％Ｍｏ鋼の溶製原料を袋入し、溶解したのちＳＳ−ＶＯ
Ｄ牲鎌用取鍋に受鋼し、ついで敬鍋内のスラグを入念に
除去してＳＳ−ＶＯＤ用の真空槽内にセットし、表３示
したＣａ○の添加を行った上で、真空精錬を行った。な
おこのとき脱炭１期における精錬条件は、Ｃａ○の添加
を除いて特関昭５２−７３１１６号、同５２−９４２１
２号各公報に記載したところに準拠し、表３に示したと
おりである。表−３ 脱炭１期前Ｃａ○添加実験 表３からＣａ○添加の水準Ｃ−１〜３の各ヒートで脱炭
０期末における〔Ｃ〕は何れも５ゆｐｍ以下でこの発明
におけるＵＬＣ−Ｎ鋼の目標をみたしているのに反し水
準Ｃ−４のヒートでは、到達〔Ｃ〕が著しく高く、それ
はスラの塩基度が１．５をこえて高すぎるため、その流
動性が著しく低下し、脱炭０期における脱Ｃ反応が、進
行し得なかつたことによる。 かような点についてさらに検討と実験を加えて、Ｃａ０
／Ｓｉ０２１．５以下が〔Ｃ〕５舵ｐｍ以下を保証する
ために不何欠であることがたしかめられたのである。 上述した実験事実を整理して脱炭１期つまり真空環境下
の鋼俗、磯梓のために、溶鋼トン当り１５Ｎで／ｍｉｎ
以上、１００Ｎ〆／ｍｉｎにまで及ぶほど大量の不活性
ガスを、溶鋼に吹込む強雛梓下に酸素吹精を行う過程に
おいて、ＣａＯを溶鋼トンあたり２０ｋ９以下を添加し
且つＣａ○／Ｓｊ０２で計算した塩基度を１．５以下に
保って脱炭０期の酸素源として必要な中和されていない
Ｓｉ０２をスラグ中に残せば〔Ｃ〕ＳＯ．００５０％を
含有するステンレ鋼が溶製できることが判った。 水準Ｃ−１〜４の各実験はいずれも１８％Ｃｒ−２％Ｍ
ｏ含有鋼であったが次に実施例として極低炭領域までの
脱炭が困難とされる高Ｃｒ含有の２６％Ｃｒ−１％Ｍｏ
鋼について脱Ｓｉの効果を示す。実施例 １ ５０トンアーク式電気炉で溶解した溶鋼を出鋼し、ＳＳ
−ＶＯＤ糟鎌取鍋に受鋼した。 直ちに除律作業をおこなった。なお取鍋中に残ったスラ
グは４２ｋ９でありその成分と組成（重量％）は次のと
おりであった。Ｃｒ２０３／０．７Ｍｇ○／２１．８Ｃ
ａ０／私．２Ｓｉ０２／２９．２こ）にＣａ○量が多い
のは電炉出鋼時に施用した脱硫用フラックス中のＣａ○
分である。 熔鋼重量は５２．７トン、成分と組成（重量％）は次の
とおりであった。 Ｃ／０．９５Ｓｉ／１．２０Ｍｎ／０．２０Ｐ／０．０
１２ Ｓ／０．００５Ｃｒ／２６．７２ Ｍｏ／１．２
４ Ｎ／０．０６１４ ０／０．０１４０また溶鋼温度
は１６７０ｑｏであった。 この取鍋をＳＳ−ＶＯＤ設備に収容し１０００ｋ９のＣ
ａ０（溶鋼トン当り１９．９ｋ９）を添加して、直ちに
排気を開始した。 真空度が３仇Ｐｒｒに到達した後溶鋼トン当り２１．６
Ｎ〆／ｈｒの流量で０２ガス吹付けによる脱炭１期を開
始した。 ランス高さは溶鋼の静止裕面上１４０仇舷であった。同
時に取鍋底部に装着した不活性ガス吹きこみ羽□から溶
鋼トン当り２州１／ｍｉｎ，のＡｒガスを吹きこんだ。
吹き止め温度は１７２が０、溶鋼成分と組成（重量％）
は次のとおりであった。 Ｃ／０．００４９Ｓｉ／０．０９Ｍｎ／０．１２ Ｐ／
０．０１２Ｓ／０．００６Ｃｒ／２６．６９Ｍｏ／１．
２９Ｎ／０．００２２０／０．０５９２スラブの成分と
組成（重量％）は次のとおりである。 Ｃ【２０３／１４．２Ｍｇ○／２３．０Ｃａ○／２５．
１Ｓｉ０２／２７．９圧力を大気圧にもどして取鍋内部
を観察したところ、スラグの流動性は良好であった。 再度排気を開始して脱炭０期を開始した。ＩＱ分後に真
空度は１．２ｏｎに到達した。そこでＡｒガスを熔鋼ト
ン当り２８ＮＩ／ｍｉｑとして吹きこみを続け、ロ期開
始４８分経過してから溶鋼からの中間サンプリングをし
た。温度は１６６？○でその成分組成（重量％）は次の
とおりであった。Ｃ／０．００２７Ｓｉ／０．１０Ｍｎ
／０．１２ Ｓ／０．００６Ｃｒ／２６．６０Ｍｏ／１
．２９Ｎ／０．００２４０／０．０３４０更に真空中で
５９分間の損梓をして精錬を完了した。 温度は１５磯℃で成分組成（重量％）は次のとおりであ
った。Ｃ／０．０００８Ｓｉ／０．１０Ｍｎ／０．１２
Ｓ／０．００６Ｃｒ／２６．４５Ｍｏ／１．２８Ｎ／
０．００２８０／０．０３またスラグ成分・組成（重量
％）は次のとおりでその流動性は良好であった。 Ｃｒ２０３／１６．７Ｍｇ○／２７．１Ｃａ○／２０．
９Ｓｉ０２／３１．２その後大気圧下でＡＩによる脱酸
とＭｎ含有量を所定の値まで調整しＡｒガスシールをし
た鋳型中に
〔０〕，〔Ｎ〕のピックアップを防止しなが
ら注入して鋼塊を製造した。 その際の成分含有量の変化はなかった。実施例 ２ ァーク式電気炉で溶解した４４．７トンの溶鋼を取鍋に
受納し直ちに除淫したのちＶＯＤ設備に収容した。 このときの温度は１７１７０で成分と組成（重量％）は
次のとおりであった。Ｃ／１．１７Ｓｉ／１．００Ｍｎ
／０．２０Ｐ／０．０１２ Ｓ／０．００４Ｃｒ／３０
．９７Ｍｏ／０．６３ Ｎ／０．０８１４ ０／０．０
２８０実施例１と同様にしてＣａ０８００ｋｇを添加し
たのち排気を行ない真空度が３ｍｏｒｒに到達後、取鍋
底部の不活性ガス吹込み羽口から溶鋼トン当り５４．４
ＮＩ／ｍｉｎの〜ガスを吹込みつつ、溶鋼トン当り２４
．帆で′ｈｒの流量で０２を供給して脱炭を開始した。 吹止めの温度は１７５０００で港鋼の成分組成（重量％
）は次のとおりであった。 Ｃ／０．００２７Ｓｉ／０．０８Ｍｎ／０．１０ Ｐ／
０．０１４Ｓ／０．００７Ｃｒ／３０．５７Ｍｏ／０．
６４Ｎ／０．００８２０／０．０９８６つついて溶鋼ト
ン当りＡｄ流量を２２ＮＩ／ｍｉｎにして、０２を供給
しないで真空度０．乳ｏｎで真空処理を続けたところ９
粉ご後にはＣは０．００１０％に低下した。 炉圧を大気圧に戻し成分調整をして予定通り次の成分組
成（重量％）の溶鋼をえた。 Ｃ／０．００１４Ｓｉ／０．１３Ｍｎ／０．０８ Ｐ／
０．０１６Ｓ／０．０雌Ｃｒ／２９．６９Ｍｏ／１．８
５Ｎ／０．００８８０／０．００２２この他 Ｃｒ１３
％〜３２％を含有する種々な鋼種に対して同様な実験を
行ったがすべて良好な脱Ｓｉ効果を得ることができた。 この発明でＣａ○の溶鋼に対する添加量が少なすぎると
、脱Ｓｉの効果がうすくなるため、その下限を溶鋼トン
当り４ｋ９とし、また、多すぎるとスラグの流動性が低
下し、脱炭反応が阻害されてＵＬＣＮ鋼の特徴である超
極低炭素領域〔Ｃ〕５岬ｐｍ以下におさまらなくなるの
で、添加量の上限を溶鋼トン当り２０ｋｇとした。 一方スラグの流動性の良否は、脱炭反応を左右するため
、流動性が低下しない範囲として、スラグの塩基度鏡会
帯姿の上限を１‐５と設定した。
ら注入して鋼塊を製造した。 その際の成分含有量の変化はなかった。実施例 ２ ァーク式電気炉で溶解した４４．７トンの溶鋼を取鍋に
受納し直ちに除淫したのちＶＯＤ設備に収容した。 このときの温度は１７１７０で成分と組成（重量％）は
次のとおりであった。Ｃ／１．１７Ｓｉ／１．００Ｍｎ
／０．２０Ｐ／０．０１２ Ｓ／０．００４Ｃｒ／３０
．９７Ｍｏ／０．６３ Ｎ／０．０８１４ ０／０．０
２８０実施例１と同様にしてＣａ０８００ｋｇを添加し
たのち排気を行ない真空度が３ｍｏｒｒに到達後、取鍋
底部の不活性ガス吹込み羽口から溶鋼トン当り５４．４
ＮＩ／ｍｉｎの〜ガスを吹込みつつ、溶鋼トン当り２４
．帆で′ｈｒの流量で０２を供給して脱炭を開始した。 吹止めの温度は１７５０００で港鋼の成分組成（重量％
）は次のとおりであった。 Ｃ／０．００２７Ｓｉ／０．０８Ｍｎ／０．１０ Ｐ／
０．０１４Ｓ／０．００７Ｃｒ／３０．５７Ｍｏ／０．
６４Ｎ／０．００８２０／０．０９８６つついて溶鋼ト
ン当りＡｄ流量を２２ＮＩ／ｍｉｎにして、０２を供給
しないで真空度０．乳ｏｎで真空処理を続けたところ９
粉ご後にはＣは０．００１０％に低下した。 炉圧を大気圧に戻し成分調整をして予定通り次の成分組
成（重量％）の溶鋼をえた。 Ｃ／０．００１４Ｓｉ／０．１３Ｍｎ／０．０８ Ｐ／
０．０１６Ｓ／０．０雌Ｃｒ／２９．６９Ｍｏ／１．８
５Ｎ／０．００８８０／０．００２２この他 Ｃｒ１３
％〜３２％を含有する種々な鋼種に対して同様な実験を
行ったがすべて良好な脱Ｓｉ効果を得ることができた。 この発明でＣａ○の溶鋼に対する添加量が少なすぎると
、脱Ｓｉの効果がうすくなるため、その下限を溶鋼トン
当り４ｋ９とし、また、多すぎるとスラグの流動性が低
下し、脱炭反応が阻害されてＵＬＣＮ鋼の特徴である超
極低炭素領域〔Ｃ〕５岬ｐｍ以下におさまらなくなるの
で、添加量の上限を溶鋼トン当り２０ｋｇとした。 一方スラグの流動性の良否は、脱炭反応を左右するため
、流動性が低下しない範囲として、スラグの塩基度鏡会
帯姿の上限を１‐５と設定した。
Claims (1)
- １ 強撹拌・真空取鍋脱ガス脱炭設備により、炭素０．
００５０重量％以下、窒素０．０１００重量％以下そし
てクロム１３〜３２重量％を含有する低炭素、低窒素、
高クロム鋼を真空精錬する際、酸素吹精による真空脱炭
の過程において石灰質原料を、溶鋼トン当り４〜２０ｋ
ｇの範囲で、スラグ中のＳｉＯ＿２に対するＣａＯの重
量割合によりあらわされるスラグ塩基度を１．５以下に
保持する程度に装入することにより、鋼中けい素含有量
を０．１５重量％以下に低減することを特徴とする低炭
素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18755980A JPS6040491B2 (ja) | 1980-12-29 | 1980-12-29 | 低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18755980A JPS6040491B2 (ja) | 1980-12-29 | 1980-12-29 | 低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS57110612A JPS57110612A (en) | 1982-07-09 |
| JPS6040491B2 true JPS6040491B2 (ja) | 1985-09-11 |
Family
ID=16208193
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18755980A Expired JPS6040491B2 (ja) | 1980-12-29 | 1980-12-29 | 低炭素、低窒素、高クロム鋼の真空精錬法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6040491B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH02502575A (ja) * | 1987-12-18 | 1990-08-16 | ノルスク・ヒドロ・アーエスアー | 自動粒子分析方法および分析を実施する装置 |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS62227029A (ja) * | 1986-03-28 | 1987-10-06 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 清浄鋼の製造方法 |
| CN103468877B (zh) * | 2013-08-02 | 2015-11-25 | 南京钢铁股份有限公司 | 一种钢水的真空精炼工艺 |
| CN113215475B (zh) * | 2021-03-26 | 2022-06-24 | 舞阳钢铁有限责任公司 | 一种高合金钢控氮、控夹杂的生产方法 |
-
1980
- 1980-12-29 JP JP18755980A patent/JPS6040491B2/ja not_active Expired
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH02502575A (ja) * | 1987-12-18 | 1990-08-16 | ノルスク・ヒドロ・アーエスアー | 自動粒子分析方法および分析を実施する装置 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS57110612A (en) | 1982-07-09 |
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