JPS621444B2 - - Google Patents
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- JPS621444B2 JPS621444B2 JP13639582A JP13639582A JPS621444B2 JP S621444 B2 JPS621444 B2 JP S621444B2 JP 13639582 A JP13639582 A JP 13639582A JP 13639582 A JP13639582 A JP 13639582A JP S621444 B2 JPS621444 B2 JP S621444B2
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Classifications
-
- 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
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Description
この発明は、ステンレス鋼の精錬方法に関し、
とくに酸化性ガスを吹込む酸化期に引続く還元期
における効果的な脱硫を、精錬炉の炉壁耐火物の
寿命延長に併せ、有利に実現しようとするもので
ある。 一般にステンレス鋼を精錬する場合、精錬炉と
しては、AOD炉、底吹き転炉（Ｑ―BOP）、上底
吹き転炉（Ｋ―BOP）さらにはLD転炉などが用
いられ、通常、次のような工程で実施される。 すなわち溶解炉で溶製して得られた含Cr浴
を、精錬炉に移し、この溶鉄中にO2ガスとN2ま
たはArなどの不活性ガスとの混合ガスを吹込ん
で、脱Ｃ、脱Siなどを行う酸化工程（酸化期）に
引続き、不活性ガスの吹込みに併せ、金属Si源や
焼石灰（CaO）などの副原料を投入して、酸化期
においてスラグに取らえられた酸化クロムの還元
回収を図り、かつ溶鉄の脱硫も併せて行う還元工
程（還元期）に移行し、このように一回の吹錬期
間中に酸化期と還元期が存在する。 ところでステンレス鋼の精錬においては、上記
したように還元期に不活性ガスを吹込むことや、
また次工程のRH処理もしくは連続鋳造とのマツ
チング上の問題があつて、酸化期末には溶鉄温度
を、1700〜1750℃の高温に保持することが必要と
されるが、これは炉壁耐火物にとつて苛酷な条件
となる。 この発明は、かかる耐火物の悪条件下において
も、耐火物損耗量の増加を極力抑えて炉寿命の延
長を図ることを第１の目的とする。 また上記還元期においては、所定のＳ濃度に脱
硫するため副原料が投入されるところ、従来は
CaO／SiO2がほぼ1.5程度になるように焼石灰や
軽焼ドロマイトなどが投入され、さらに耐火物の
損耗を軽減すべくスラグ中のMgOを増すことも
行われてきた。 しかしながら、軽焼ドロマイトの量を増して、
単にCaO―SiO2―MgO系のスラグとしただけで
は、還元期において滓化が安定せず、溶鉄中Ｓ濃
度を十分に低減できないところに問題を残してい
た。 この発明は、かような還元期における滓化状態
を安定化し、効果的な脱硫を達成することを第２
の目的とする。 発明者らは、上記の目的すなわち炉寿命の延長
と脱硫の安定化を達成すべく数多くの実験と検討
を重ねた結果、還元期に投入する副原料の種類お
よび投入量の調整によつてスラグの組成ならびに
生成量をコントロールすることにより、上記の目
的が有利に達成されることを新たに見出し、その
新規知見に基いてこの発明を完成させるに至つた
のである。 すなわちこの発明は、シングルスラグ法による
ステンレス鋼の精錬において、酸化性ガスの吹込
みによる酸化期に引続く還元期に、精錬炉内へ副
原料の装入を行うに当り、該副原料中のCaO、
MgOおよびCaF2につき、該精錬炉内のスラグ中
SiO2量に応じて、 CaO／SiO2＝1.5〜2.0 MgO／SiO2＝0.3〜0.5 の割合でCaO、MgOを、かつ スラグ中CaF2濃度＝３〜５重量％ の割合でCaF2を、それぞれ装入することをもつ
て上記課題の解決手段とするものであり、上記精
錬炉としては、AOD炉、Ｑ―BOPまたはＫ―
BODがとくに有利に適合する。 以下この発明を由来するに至つた実験結果につ
いて説明する。なお実験はいずれも、炉容85トン
でマグネシア・ドロマイトれんがの内張りをそな
えるＫ―BOPを用いて行つた。 第１図に、還元精錬終了後の溶鉄中Ｓ濃度と実
塩基度（CaO／SiO2 Obs）との関係について示
す。同図より、Ｓ濃度が十分に低いと言える
〔Ｓ〕≦0.009％とするためには、CaO／SiO2 obs
≧1.5とすればよいことがわかる。 第２図に、（計算塩基度―実塩基度）／計算塩
基度で表わされる無効CaO率すなわち有効に利用
されないCaOの割合とスラグ中のCaF2濃度との
関係について調べた結果を示す。この関係は、ス
ラグ量をできるだけ少くするため、ならびに実塩
基度の安定化のために重要である。 図から、CaF2のスラグ重量に対する割合を３
％以上にすれば無効CaO率が減少することがわか
る。 第３図に、（計算MgO／SiO2―実MgO／
SiO2）／計算MgOで表わされる未溶解MgO率と計
算MgO／SiO2との関係について調べた結果を示
す。ここに未溶解MgO率が負の値の場合は、炉
壁耐火物からMgOが確実に溶出していることを
表わす。従つてMgOの溶出を極力抑えるために
は未溶解MgO率の値が正である必要があり、こ
の点計算MgO／SiO2が0.3〜0.5であれば、MgO
の無駄なく未溶解MgO率を正の値にすることが
できる。 次に第４図に、スラグ中のCaF2濃度を３〜５
％とした場合における、無効CaO率と計算塩基度
との関係を示す。同図より明らかなように、計算
塩基度が増加するにつれて無効CaO率が多くな
る。しかしながら計算塩基度と実塩基度との関係
についてみると、スラグ中のCaF2濃度が３％以
上の場合は、第４図から計算CaO／SiO2＝1.5に
おいて無効CaO率≒０すなわち計算CaO／SiO2
と実CaO／SiO2はほぼ等しく、従つて計算
CaO／SiO2＝1.5〜2.0程度であれば、無効CaO率
を高めることなしに実CaO／SiO2≧1.5にできる
ことが判つた。 以上、第１〜４図に示した結果から、効果的な
脱硫と炉寿命の向上とを併せて達成するために
は、CaO／SiO2≧1.5、MgO／SiO2＝0.3〜0.5、
スラグ中のCaF2濃度≧重量％となるよう副原料
を装入すればよいことが明らかにされた。 しかしながら上記の諸条件を満足するとして
も、副原料の装入量が多すぎると、精錬時間の延
長やそれに伴う溶鉄温度の降下など精錬上の支障
が大きくなる。 そこでこの発明では、副原料の投入基準を、酸
化期末のスラグ中SiO2量に置くこととし、この
SiO2量に応じ、下記のとおりに定めたのであ
る。 CaO：CaO／SiO2＝1.5〜2.0 MgO：MgO／SiO2＝0.3〜0.5 CaF2：スラグ中３〜５重量％ かくして、安定した脱硫と炉寿命の向上とが、
スラグ量の無用の増加を招くことなしに、効果的
に実現されたのである。 次にこの発明の実施例を、比較例と対比して説
明する。 炉容85トンでマグネシア・ドロマイト系れんが
を内張りしたＫ―BOPに収容した含Cr浴に、常
法に従う酸化精錬を施したのち、表１に示した割
合になる副原料を炉内に装入して還元精錬を行
い、精錬終了時のＳ濃度ならびに耐火物原単位指
数について調べ、その結果を表１に併せ示した。
なお耐火物原単位指数は、普通鋼精錬とステンレ
ス鋼精錬を同一の転炉で行つた場合のもので、す
べての実施例および比較例は１炉代中全精錬ヒー
トに対するステンレス鋼精錬ヒート割合が約45％
についてのものである。
とくに酸化性ガスを吹込む酸化期に引続く還元期
における効果的な脱硫を、精錬炉の炉壁耐火物の
寿命延長に併せ、有利に実現しようとするもので
ある。 一般にステンレス鋼を精錬する場合、精錬炉と
しては、AOD炉、底吹き転炉（Ｑ―BOP）、上底
吹き転炉（Ｋ―BOP）さらにはLD転炉などが用
いられ、通常、次のような工程で実施される。 すなわち溶解炉で溶製して得られた含Cr浴
を、精錬炉に移し、この溶鉄中にO2ガスとN2ま
たはArなどの不活性ガスとの混合ガスを吹込ん
で、脱Ｃ、脱Siなどを行う酸化工程（酸化期）に
引続き、不活性ガスの吹込みに併せ、金属Si源や
焼石灰（CaO）などの副原料を投入して、酸化期
においてスラグに取らえられた酸化クロムの還元
回収を図り、かつ溶鉄の脱硫も併せて行う還元工
程（還元期）に移行し、このように一回の吹錬期
間中に酸化期と還元期が存在する。 ところでステンレス鋼の精錬においては、上記
したように還元期に不活性ガスを吹込むことや、
また次工程のRH処理もしくは連続鋳造とのマツ
チング上の問題があつて、酸化期末には溶鉄温度
を、1700〜1750℃の高温に保持することが必要と
されるが、これは炉壁耐火物にとつて苛酷な条件
となる。 この発明は、かかる耐火物の悪条件下において
も、耐火物損耗量の増加を極力抑えて炉寿命の延
長を図ることを第１の目的とする。 また上記還元期においては、所定のＳ濃度に脱
硫するため副原料が投入されるところ、従来は
CaO／SiO2がほぼ1.5程度になるように焼石灰や
軽焼ドロマイトなどが投入され、さらに耐火物の
損耗を軽減すべくスラグ中のMgOを増すことも
行われてきた。 しかしながら、軽焼ドロマイトの量を増して、
単にCaO―SiO2―MgO系のスラグとしただけで
は、還元期において滓化が安定せず、溶鉄中Ｓ濃
度を十分に低減できないところに問題を残してい
た。 この発明は、かような還元期における滓化状態
を安定化し、効果的な脱硫を達成することを第２
の目的とする。 発明者らは、上記の目的すなわち炉寿命の延長
と脱硫の安定化を達成すべく数多くの実験と検討
を重ねた結果、還元期に投入する副原料の種類お
よび投入量の調整によつてスラグの組成ならびに
生成量をコントロールすることにより、上記の目
的が有利に達成されることを新たに見出し、その
新規知見に基いてこの発明を完成させるに至つた
のである。 すなわちこの発明は、シングルスラグ法による
ステンレス鋼の精錬において、酸化性ガスの吹込
みによる酸化期に引続く還元期に、精錬炉内へ副
原料の装入を行うに当り、該副原料中のCaO、
MgOおよびCaF2につき、該精錬炉内のスラグ中
SiO2量に応じて、 CaO／SiO2＝1.5〜2.0 MgO／SiO2＝0.3〜0.5 の割合でCaO、MgOを、かつ スラグ中CaF2濃度＝３〜５重量％ の割合でCaF2を、それぞれ装入することをもつ
て上記課題の解決手段とするものであり、上記精
錬炉としては、AOD炉、Ｑ―BOPまたはＫ―
BODがとくに有利に適合する。 以下この発明を由来するに至つた実験結果につ
いて説明する。なお実験はいずれも、炉容85トン
でマグネシア・ドロマイトれんがの内張りをそな
えるＫ―BOPを用いて行つた。 第１図に、還元精錬終了後の溶鉄中Ｓ濃度と実
塩基度（CaO／SiO2 Obs）との関係について示
す。同図より、Ｓ濃度が十分に低いと言える
〔Ｓ〕≦0.009％とするためには、CaO／SiO2 obs
≧1.5とすればよいことがわかる。 第２図に、（計算塩基度―実塩基度）／計算塩
基度で表わされる無効CaO率すなわち有効に利用
されないCaOの割合とスラグ中のCaF2濃度との
関係について調べた結果を示す。この関係は、ス
ラグ量をできるだけ少くするため、ならびに実塩
基度の安定化のために重要である。 図から、CaF2のスラグ重量に対する割合を３
％以上にすれば無効CaO率が減少することがわか
る。 第３図に、（計算MgO／SiO2―実MgO／
SiO2）／計算MgOで表わされる未溶解MgO率と計
算MgO／SiO2との関係について調べた結果を示
す。ここに未溶解MgO率が負の値の場合は、炉
壁耐火物からMgOが確実に溶出していることを
表わす。従つてMgOの溶出を極力抑えるために
は未溶解MgO率の値が正である必要があり、こ
の点計算MgO／SiO2が0.3〜0.5であれば、MgO
の無駄なく未溶解MgO率を正の値にすることが
できる。 次に第４図に、スラグ中のCaF2濃度を３〜５
％とした場合における、無効CaO率と計算塩基度
との関係を示す。同図より明らかなように、計算
塩基度が増加するにつれて無効CaO率が多くな
る。しかしながら計算塩基度と実塩基度との関係
についてみると、スラグ中のCaF2濃度が３％以
上の場合は、第４図から計算CaO／SiO2＝1.5に
おいて無効CaO率≒０すなわち計算CaO／SiO2
と実CaO／SiO2はほぼ等しく、従つて計算
CaO／SiO2＝1.5〜2.0程度であれば、無効CaO率
を高めることなしに実CaO／SiO2≧1.5にできる
ことが判つた。 以上、第１〜４図に示した結果から、効果的な
脱硫と炉寿命の向上とを併せて達成するために
は、CaO／SiO2≧1.5、MgO／SiO2＝0.3〜0.5、
スラグ中のCaF2濃度≧重量％となるよう副原料
を装入すればよいことが明らかにされた。 しかしながら上記の諸条件を満足するとして
も、副原料の装入量が多すぎると、精錬時間の延
長やそれに伴う溶鉄温度の降下など精錬上の支障
が大きくなる。 そこでこの発明では、副原料の投入基準を、酸
化期末のスラグ中SiO2量に置くこととし、この
SiO2量に応じ、下記のとおりに定めたのであ
る。 CaO：CaO／SiO2＝1.5〜2.0 MgO：MgO／SiO2＝0.3〜0.5 CaF2：スラグ中３〜５重量％ かくして、安定した脱硫と炉寿命の向上とが、
スラグ量の無用の増加を招くことなしに、効果的
に実現されたのである。 次にこの発明の実施例を、比較例と対比して説
明する。 炉容85トンでマグネシア・ドロマイト系れんが
を内張りしたＫ―BOPに収容した含Cr浴に、常
法に従う酸化精錬を施したのち、表１に示した割
合になる副原料を炉内に装入して還元精錬を行
い、精錬終了時のＳ濃度ならびに耐火物原単位指
数について調べ、その結果を表１に併せ示した。
なお耐火物原単位指数は、普通鋼精錬とステンレ
ス鋼精錬を同一の転炉で行つた場合のもので、す
べての実施例および比較例は１炉代中全精錬ヒー
トに対するステンレス鋼精錬ヒート割合が約45％
についてのものである。
【表】
表１において比較例１は、CaO、MgOを適正
範囲よりも幾分多目にし、かつCaF2量を少くし
た場合であり、CaOやMgOが多いにもかかわら
ず脱硫が不安定である。また比較例２はMgOの
量を適正範囲よりも少くした場合で、脱硫能は良
好であるが、耐火物の損耗が甚しい。さらに比較
例３は、MgOおよびCaF2を適正範囲より少くし
た場合で、脱硫能、耐火物原単位ともおもわしく
ない。 これに対し、この発明に従う実施例１は、精錬
終了後の脱硫能ならびに耐火物原単位とも良好
で、安定した脱硫が耐火物の損耗の増加を伴うこ
となしに達成できた。
範囲よりも幾分多目にし、かつCaF2量を少くし
た場合であり、CaOやMgOが多いにもかかわら
ず脱硫が不安定である。また比較例２はMgOの
量を適正範囲よりも少くした場合で、脱硫能は良
好であるが、耐火物の損耗が甚しい。さらに比較
例３は、MgOおよびCaF2を適正範囲より少くし
た場合で、脱硫能、耐火物原単位ともおもわしく
ない。 これに対し、この発明に従う実施例１は、精錬
終了後の脱硫能ならびに耐火物原単位とも良好
で、安定した脱硫が耐火物の損耗の増加を伴うこ
となしに達成できた。
第１図は還元精錬終了後のＳ濃度とCaO／
SiO2 obsとの関係について示したグラフ、第２
図は無効CaO率とスラグ中CaF2濃度との関係に
ついて示したグラフ、第３図は未溶解MgO率と
計算MgO／SiO2（MgO／SiO2 cal）との関係に
ついて示したグラフ、第４図は無効CaO率と計算
CaO／SiO2（CaO／SiO2 cal）との関係について
示したグラフである。
SiO2 obsとの関係について示したグラフ、第２
図は無効CaO率とスラグ中CaF2濃度との関係に
ついて示したグラフ、第３図は未溶解MgO率と
計算MgO／SiO2（MgO／SiO2 cal）との関係に
ついて示したグラフ、第４図は無効CaO率と計算
CaO／SiO2（CaO／SiO2 cal）との関係について
示したグラフである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ シングルスラグ法によるステンレス鋼の精錬
において、酸化性ガスの吹込みによる酸化期に引
続く還元期に、精錬炉内へ副原料の装入を行うに
当り、該副原料中のCaO、MgOおよびCaF2につ
き、該精錬炉内のスラグ中SiO2量に応じて、 CaO／SiO2＝1.5〜2.0 MgO／SiO2＝0.3〜0.5 の割合でCaO、MgOを、かつ スラグ中CaF2濃度＝３〜５重量％ の割合でCaF2を、それぞれ装入することを特徴
とするステンレス鋼の精錬方法。 ２ 精錬炉が、AOD炉、底吹き転炉または上、
底吹き転炉のいずれかである特許請求の範囲第１
項記載の方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13639582A JPS5928514A (ja) | 1982-08-06 | 1982-08-06 | ステンレス鋼の精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13639582A JPS5928514A (ja) | 1982-08-06 | 1982-08-06 | ステンレス鋼の精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5928514A JPS5928514A (ja) | 1984-02-15 |
| JPS621444B2 true JPS621444B2 (ja) | 1987-01-13 |
Family
ID=15174151
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP13639582A Granted JPS5928514A (ja) | 1982-08-06 | 1982-08-06 | ステンレス鋼の精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5928514A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH06925B2 (ja) * | 1986-01-06 | 1994-01-05 | 川崎製鉄株式会社 | ステンレス鋼の精錬方法 |
| JP5315669B2 (ja) * | 2007-11-05 | 2013-10-16 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Ｒｈ真空脱ガス装置による溶鋼の精錬方法 |
| CN103255356B (zh) * | 2013-05-10 | 2015-05-20 | 山西太钢不锈钢股份有限公司 | 一种制造低碳不锈钢的方法 |
-
1982
- 1982-08-06 JP JP13639582A patent/JPS5928514A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5928514A (ja) | 1984-02-15 |
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