CN1070927C - 钢水的真空脱碳精炼方法及装置 - Google Patents

Abstract

本发明是在直桶形真空精炼装置中，在规定向真空槽内吹入的氧气流量和惰性气体流量的同时，将碳浓度处于临界碳浓度以下的低碳浓度区内喷吹氧气的流量以每分钟0.5～12.5标米³/小时/吨的速度减少进行脱碳的方法；进而在铝升温期内调整真空槽内气氛气体，使下式(1)的G值达到-20以下，在脱碳精炼期间碳浓度处于临界碳浓度以上的高碳浓度区内调整上述气氛气体，使G值处于-35～-20范围内进行脱碳的方法，炉渣调整，吹氧脱碳期、脱气期及铝还原期内从盛钢桶低部吹入惰性气体的条件，或设置有粉尘堆积抑制手段的真空精炼装置加以组合。

G＝5.96×10^-3×T×ln(P/P_CO)…(1)

其中，

P_CO＝760×〔10^{(-13800/T+8.75)}〕×〔%C〕/〔%Cr〕

P<760

式中，T：钢水温度(K)，P：槽内真空度(乇)。

Description

钢水的真空脱碳精炼方法及其装置

技术领域

本发明涉及钢水的真空脱碳方法及其装置，尤其是涉及抑制钢水飞溅附着在真空槽内壁和氧气喷枪上，同时防止钢水中金属氧化损失的钢水精炼的方法及其装置。

背景技术

人们知道在电炉或转炉中脱碳精炼过的钢水，经进一步脱碳精炼得到碳浓度达到0.01重量％以下钢水的方法有：(1)以特开昭57-43924号公报为代表的向保持在真空下的盛钢桶中钢水表面吹氧的VOD法，和(2)向浸渍在钢水中的浸渍管内的钢水表面吹氧，进行真空精炼的直桶形浸渍管法。

然而，上述(1)VOD法不能保证钢水表面上方具有充分空间，所以在吹氧脱碳精炼时钢水飞溅附着在顶吹氧枪和真空容器盖上影响操作。

对于这种设备限制少的(2)直桶形浸渍管法来说，例如特开昭61-37912号公报中公开的方法，如附图35所示，盛钢桶70中的钢水71被浸渍管72上吸至真空槽73内，从处于浸渍管72投影面之下的盛钢桶70下部喷吹惰性气体，而且用上部喷枪74向真空槽73内的钢水表面喷吹氧化性气体；这种钢水的真空精炼方法中，应当适当确定浸渍管72的内径，使浸渍管72内径(D₁)与盛钢桶70内径(D₀)之比(D₁/D₀)处于0.4～0.8范围内；同时还应当适当选择惰性气体喷吹的深度，使惰性气体距钢水表面的喷吹深度(H₁)与盛钢桶70内钢水深度(H₀)之比(H₁/H₀)处于0.5～1.0范围内。其中提出的这种钢水真空精炼法，目的在于能够在槽内生铁、炉渣等附着量少的状态下进行高效脱碳。

此外，在特开平2-133510号公报中提出了一种真空处理装置，其中包括容纳熔融金属的盛钢桶、备有下端浸渍在上述熔融金属中的浸渍管的真空槽和将真空槽内部与减压真空源相连的排气管，以及设置在上述真空槽内部的遮档体，使所说的遮档体保持在所说的浸渍管内钢水表面上方2～5米高度处。

然而，在上述特开昭61-37912号公报中记载的方法中，存在下面(1)～(4)中所说的问题。

(1)如果不能适当确定吹向钢水的氧气流量、搅拌用氩气流量以及真空槽73内的真空度等脱碳精炼条件，则会使钢水表面产生摇动和钢水过度飞溅，导致生铁附着，产生操作上的麻烦。

(2)吹氧脱碳精炼不锈钢等含铬钢水时，钢水中的铬成分被吹入的氧气氧化，这种被氧化的铬氧化物在钢水中沉降时一部分被钢水中的碳还原，但是大部分未被还原，自下方吹入的惰性气体产生的对流作用使之上浮至浸渍管和盛钢桶之间的钢水表面上，形成炉渣75从钢水中排出，导致铬成分损失量增加。

(3)上述浸渍管72和盛钢桶70内壁之间的钢水表面与大气接触而冷却时，在含有这种氧化铬炉渣75影响下，钢水表面的粘度增高，炉渣75或生铁等同时在其四周附着凝固，使精炼过程中和精炼终止时取样变得困难，而且在精炼终止时还会使浸渍管72相对于盛钢桶70的移动困难，影响精炼操作。

(4)供钢水脱碳用的氧气量和吹向钢水的全部氧气量之比，即脱碳氧气效率，取决于真空槽73中的真空度、钢水的搅拌状态以及吹入氧气流量等精炼条件，这些精炼条件如果选择不当，则很难使脱碳氧气效率保持在高水平。

此外，如上述特开平2-133510号公报中所示，通过在真空槽(浸渍管)内设置遮档体来阻止吹氧气产生的钢水飞溅，防止喷氧枪、真空槽或排气管上附着堆积飞溅钢水凝固形成的生铁。但是此方法存在以下诸问题。

(1)当真空槽内的排气通过遮档体之间时，排气中飞溅的钢水泡沫或由其凝固形成的粉尘会附着聚集在遮档体上，使排气的流动阻力增大，真空槽内压力损失增加。

(2)遮档体之间的间隔作为排气通路由于变窄，所以要获得高真空度必须使用大功率真空排气装置。

(3)遮档体之间的排气通路一旦因钢水的飞溅和喷出而导致生铁等堆积，就会因结构复杂而难于清除这些附着、堆积物，因而必须花费很多时间和工夫。

而且，在上述特开昭61-37912号公报中公开的方法中，如果进行高速吹炼以提高真空精炼的生产率，则钢水的飞溅现象也会大幅度增加，存在附图35所示的下述问题。

(1)虽然能够抑制钢水71本身的飞溅，但是在排气中仍然会含有粉尘。因此这种粉尘会随着时间的流逝在真空排气管76内，尤其是在排气管入口处附近依次堆积形成堆积槽77，将通路堵塞或者使通气阻力增大，从而会降低真空槽73中可以达到的真空度。

(2)在气体冷却器78中收集粉尘会使气体冷却器受损，设备的停机和维护成本加大，同时冷却效率也因气体冷却器78内形成粉尘覆盖层而显著降低。

(3)一旦在真空排气管76内形成粉尘堆积层77，这些粉尘就会牢固结合，所以除去粉尘只能采用手工操作，使粉尘除去操作的负担加大。

不仅如此，在上述特开昭61-37912公开的技术中，例如吹氧脱碳时形成的铬氧化物(Cr₂O₃)自浸渍管流向真空槽外，这种Cr₂O₃是高熔点物质，使盛钢桶上炉渣固化，存在取样难等操作性恶化的问题。而且Cr₂O₃一旦流出槽外就不能完全参与以后的脱碳反应等，所以必然会使脱碳氧气效率降低。

此外，就真空下吹氧脱碳精炼法而言人们十分熟悉RH-OB法。利用此方法例如精炼不锈钢时，吹氧脱碳以前向钢中加入铝，利用顶吹的氧使铝燃烧进行钢水升温(铝升温)；这种情况下如果在高真空下利用铝燃烧升温，则因喷嘴吹氧形成的钢水凹坑深度加大(成穴深)，在喷嘴吹氧的侵蚀下槽底的耐火砖有损伤之虞，由于担心出现这种现象而不能在高真空下利用铝进行升温操作。

在直桶形浸渍管真空精炼方法中，例如特开昭57-43924号公报中就超低碳高铬钢的制造方法所作的说明那样，由于很难保持搅拌强度而限制了脱气期间的脱碳速度；而且如特开平2-305917号公报中公开的真空精炼方法那样，要提高脱气期间的还原速度，将会加速耐火材料损耗。

此外吹氧脱碳后一旦向真空槽内钢水中加入Al作为还原剂还原回收金属氧化物，例如铬氧化物，因铝热剂反应放出的反应热就会使钢水温度上升，或者因瞬时产生CO气体的还原反应使钢水和炉渣产生飞溅(爆沸)，导致槽内耐火材料熔损以及生铁和炉渣的附着现象出现，因而产生操作恶化之类的问题。

发明的公开

本发明目的在于解决使用上述的RH-OB法、VOD法或者使用由具有单脚直桶形浸渍管的真空槽组成的真空精炼装置的精炼方法，进行钢水脱碳吹氧时产生的上述各种问题。

也就是说，本发明目的在于钢水中的碳浓度即使处于高浓度范围内也能抑制飞溅的钢水附着在真空槽和浸渍管的内壁上以及顶吹的氧枪上，同时还能防止因钢水中金属，例如铬的氧化损失并且使浸渍管和盛钢桶之间的炉渣附着量减少。

本发明的目的还在于提供一种手段，借助于这种手段能够在排气通路阻力不增加的情况下，遮挡真空脱碳精炼过程中向真空槽上部和氧气喷枪辐射的辐射热，同时还能够抑制伴随钢水飞溅而形成的粉尘侵入真空排气系统中，并能够防止真空排气系统被粉尘堵塞。

本发明目的也在于提供一种在高碳浓度范围内吹氧脱碳期间，防止吹氧脱碳过程中形成的金属氧化物流出槽外的手段。

本发明目的又在于提供一种在铝升温过程中防止生成Al₂O₃以外的金属氧化物和附着大量生铁的铝添加方法。

本发明目的同时在于提供一种能够防止钢水中生成金属氧化物而且能够高效制造极低碳钢的脱碳处理方法。

本发明的上述诸目的是通过以下说明的精炼方法和装置达到的。

本发明首先是一种进行脱碳精炼的精炼方法，其中用真空槽浸渍管将经转炉中脱碳至碳含量为1重量％以下(以下各种成分的％均指重量％)的钢水，装入直桶形真空精炼装置的真空槽中；将所说的真空槽中的上述碳含量分成高碳浓度区域(即自顶吹氧枪向钢水中喷吹氧气的供给速度成为支配全部脱碳反应速度的反应区域)和低碳浓度区域(即钢水中的碳移动速度成为支配全部脱碳反应速度的反应区域)，调整各真空槽中的真空度，同时设定顶吹氧枪喷出的氧气流量，使之分别最适于相应的浓度区域(吹氧条件)，而且针对上述两区域也同样分别设定自设置在所说的精炼装置中盛钢桶底部的喷嘴供给的惰性气体流量。

利用这种精炼方法能够提高脱碳氧气效率，同时还能防止因浸渍管内产生钢水飞溅和浸渍部分炉渣的附着现象。

此外，本发明在吹氧脱碳时，尤其是进行铝升温的情况下，按照下述条件严格控制这种铝升温期，特别是碳浓度处于临界碳浓度以上的区域吹氧脱碳期间真空槽内的真空度。这种方法能够防止钢水飞溅造成的生铁附着和金属氧化。

铝升温期：G≤-20

吹氧脱碳期：-35≤G≤-20

G=5.96×10^-3×T×ln(P/P_CO)

其中P_CO=760·〔10^{(-13800/T+8.76)}〕·〔％C〕/〔％Cr〕

P小于760

式中，

T：钢水温度(K)

P：槽内真空度(乇)

例如，当钢中含有0.1％C、3％Cr而且余量是铁成分时，若使T=1700℃，则P_CO=1476乇。其中为了控制G=-20，可以维持P在270乇。而且当钢中含有0.1％C、12％Cr而且余量是铁成分时，若使T=1700℃，则P_CO=370乇。其中为了控制G=-20，可以将P维持在67乇。

其中在铝升温期内，与铝同时加入相当于0.8～4.0倍铝加入量(kg)的生石灰，而且即使在高碳浓度区域的吹氧脱碳期内加入生石灰等炉渣成分使炉渣厚度保持在100～1000毫米，也具有防止钢水飞溅和促进炉渣软化的效果。

而且，在上述铝升温期和吹氧脱碳期内，将上述浸渍管在钢水中的浸入深度分别调整到200～400毫米和500～700毫米，可以促进金属氧化物(例如在不锈钢精炼中的Cr₂O₃)与钢中碳之间的还原反应，使脱碳氧气效率保持在高水平上。

此外本发明虽然在吹氧脱碳后于减压下进行脱气处理，但是应当从盛钢桶底部向经吹氧脱碳使碳浓度降低到0.01％附近的钢水中喷吹惰性气体搅拌钢水，使浸渍管内真空度处于10～100乇气氛气体中，并且使K值处于0.5～3.5范围内。

K=log(S·H_V·Q/P)

式中，K：气泡活性表面的搅拌强度

S：气泡活性表面积(m²)

H_V：惰性气体的喷吹深度(m)

Q：喷吹惰性气体的流量(标准升/分钟/吨钢)

P：槽内真空度(乇)

这种处理方法能够保证作为气体-金属实际反应界面的气泡活性表面上的界面更新，可以有效地制造碳浓度在10ppm以下的高纯度钢水。

脱气处理后需要加入还原用铝，还原吹氧时生成的金属氧化物(例如精炼不锈钢时的Cr₂O₃)以便回收金属的情况下，在还原用铝加入期间内应当向钢水中吹入搅拌用惰性气体，惰性气体的吹入量在真空度低于400乇的低真空度气氛气体中应当为0.1～3.0标准升/分钟/吨钢(相当于精炼处理一吨钢水的流量，以下记作Nl/min/t)，或者在脱气处理终止后立即复压至大气压下，在提升槽的同时加入还原用铝，在还原用铝加入期间内和还原用铝加入终止后分别以0.1～3.0和5～10Nl/min/t的流量向钢水中喷吹搅拌用惰性气体。喷吹惰性气体的这种方法可以防止钢水温度急剧上升和爆沸，同时还能防止在还原期间内的氮气吸收。

此外本发明还提供一种真空脱碳精炼装置，这种装置能够抑制因钢水飞溅和爆沸现象生成的飞沫(熔滴)和飞沫凝固而成的粉尘附着在真空槽和钢水浸渍管内壁上，其特征在于具有下述构成。

在真空槽上盖附近的槽上部侧壁上至少设置一支喷嘴，而且在真空槽下部设置内径比浸渍管内径大的空间部分，同时在能够接收到熔化附着在槽上部和下部之间的生铁所需辐射热量的位置处设置与真空槽侧壁成一体的遮挡部分，所说的遮挡部分中央具有内径小于各槽内径而且大于顶吹氧枪外径的空间部分。

通过使真空槽具有上述结构，可以使槽下部侧壁的耐火材料免受处于喷氧枪吹出的氧和脱碳反应产生的火焰附近高温的影响，而且能够熔化附着在遮挡部分的生铁。此外，当遮挡部分没有附着生铁的情况下，随着飞沫上升至槽上部并附着在上盖附近的粉尘，可以被所说的喷嘴熔融后向下流动除去。

此外，设置在真空槽与冷却排气用气体冷却器之间的排气导管，因为由自设置在真空槽上部的导管入口向上方倾斜的上升倾斜部分和由此上升倾斜部分顶部向下方倾斜的下降倾斜部分组成，所以与排气导管中排气一起侵入其中的飞沫和粉尘不会堆积在排气导管中，而被捕集在设置在下部倾斜部分下方的导管特定处。

如上所述，本发明的主要课题虽然是极力防止精炼过程中产生的钢水飞溅和爆沸现象等以便提高脱碳氧气效率，但是由于还提供了一种即使产生钢水飞溅等，也能够有效地避免或除去钢水飞溅产生的飞沫和粉尘的手段，所以能够使真空槽内的真空度保持在通常所需的数值上，因而能够稳定地进行操作。

附图的简要说明

附图1是本发明的一种实施方式，即适用于不锈钢真空脱碳精炼方法的真空脱碳精炼设备的说明图。

附图2是说明铝升温期间内和脱碳精炼过程中被氧化的铬的总量(铬的氧化损失)和飞沫产生量与G值之间的关系的示意图。

附图3是升温期和脱碳精炼期内G值的变化与对照例的对照图。

附图4是Wcao/W_Al比值与脱碳氧气效率之间关系的说明图。

附图5是铝升温期浸渍深度与脱碳氧气效率之间关系的说明图。

附图6是脱碳期浸渍深度与脱碳氧气效率之间关系的说明图。

附图7是铝升温期内搅拌用氩气流量与脱碳氧气效率之间关系的说明图。

附图8是脱碳期内搅拌用氩气流量与脱碳氧气效率之间关系的说明图。

附图9是脱碳精炼过程中钢水中碳浓度与脱碳速度之间关系的模式图。

附图10是脱碳精炼过程中浸渍比(h/H)随时间变化的模式图。

附图11是脱碳精炼过程中氧气流量随时间变化的模式图。

附图12是脱碳精炼过程中氧气流量的减少速度随时间变化的模式图。

附图13是脱碳精炼过程中惰性气体流量随时间变化的模式图。

附图14是脱碳精炼过程中浸渍管的浸渍深度(h)随时间变化的模式图。

附图15是脱碳氧气效率与浸渍比(h/H)之间关系的示意图。

附图16是脱碳氧气效率与高碳浓度区域惰性气体流量之间关系的示意图。

附图17是脱碳氧气效率与氧气流量减小速度之间关系的示意图。

附图18是K值与脱气期间脱碳速度之间关系的示意图。

附图19中(A),(B)是按照本发明其他实施方式精炼不锈钢过程中还原处理工序的示意图(盛钢桶内壁上部附着的炉渣未固化的情况下)。

附图20中(A),(B),(C)是按照本发明其他实施方式精炼不锈钢过程中还原处理工序的示意图(盛钢桶内壁上部附着的炉渣固化的情况下)。

附图21是在投入还原用铝的期间内搅拌用氩气流量与铬氧化物回收率之间关系的示意图。

附图22是还原用铝投入后搅拌用氩气流量与铬氧化物回收率之间关系的示意图。

附图23是带有炉渣层的真空槽浸渍管部分断面示意图。

附图24是属于本发明一种实施方式的真空脱碳精炼装置断面侧视图。

附图25是附图24的部分断面的轴侧示图。

附图26是附图24中X-X断面视图。

附图27是属于本发明其他实施方式的一种真空脱碳精炼装置的断面侧视图。

附图28是附图27的部分断面轴侧示图。

附图29是附图27中Y-Y断面视图。

附图30是设有喷嘴的一种实施方案断面视图。

附图31是上盖部分表面温度随时间变化的模式图。

附图32是属于本发明一种实施方案的真空精炼装置的部分断面视图。

附图33是附图32的俯视图。

附图34是表示集尘罐(ダストポツト)安装状态的侧视图。

附图35是使用一种传统真空排气管的真空精炼装置的断面视图。

发明的最佳实施方式

以下参照附图，就实施本发明的最佳实施方式进行说明。

首先说明实施本发明方法用的真空脱碳精炼设备。

如附图1所示，真空脱碳精炼设备10由圆筒形耐火材料制成的真空槽15和容纳钢水11的盛钢桶13以及排出真空槽15中气体用排气装置16组成。

真空槽15的下部形成浸渍在上述钢水11中的浸渍管14，在槽上部的上盖上设置有向钢水11中吹入氧气用可以自由升降的顶吹氧枪18。

此外在真空槽15上设置有能够驱动真空槽15作上下移动的升降驱动装置17，而且在盛钢桶13的低部设置有向钢水中喷吹惰性气体的喷嘴(多孔塞)19。

在顶吹氧枪18的送气侧设置有通过顶吹氧枪18控制喷吹氧气流量使用的氧气流量控制阀20，在惰性气体喷嘴的送气侧设置有控制惰性气体流量用的惰性气体流量控制阀21，借助于控制装置23等调节各种气体的流量。

在真空槽15或排气系统的规定部位安装有测定真空槽15中真空度用的真空度计22。

将与真空度计23测定的真空度对应的信号，浸渍管14与盛钢桶13之间的相对位置信号，以及钢水11中碳浓度信号等输入控制装置23之中，控制装置23按照这些信号以及后述的动作顺序等能够控制排气装置16和升降驱动装置17，使之产生必要的动作。

计算上述钢水11中碳浓度时，既可以直接测定钢水11中的碳浓度，也可以根据精炼之前碳浓度和排气中CO气体浓度的变化情况加以计算。

而且也可以事先求出每个处理工序中碳浓度随时问的变化，进而由此推出特定时刻的碳浓度。

盛钢桶13是内衬硅酸铝耐火材料的近似圆筒状容纳钢水的容器。

本发明使用这种装置也可以在减压下进行钢水的脱碳精炼；这种精炼的一系列工序，以不锈钢的脱碳精炼工序作为脱碳精炼工序实例，包括铝升温-吹氧脱碳-脱气-必要时进行还原等一系列工序使碳浓度达到规定值，具体说明如下。

首先就铝升温及其后继续进行的吹氧脱碳工序进行说明。

将设置在真空槽15下部的钢水浸渍管14浸渍在处于盛钢桶13内的不锈钢钢水(例如含有16％铬和0.7％碳)中，使用排气装置16排出此真空槽15中气体，使真空槽15中的真空度P保持在规定水平上。用这种方法使钢水11在浸渍管14中受压上升，钢水表面上升变化到附图1所示的浸渍管14的浸渍深度(h)和盛钢桶13内的钢水深度(H)。

然后向真空槽内加入铝(Al)，而后用喷氧枪18向浸渍管14内的钢水11喷射氧气流24进行吹氧，对钢水11进行升温和脱碳精炼。

此实施例中，在钢水11升温和脱碳精炼过程中，在铝燃烧期间初期(升温期)使由下式表示的G值达到-20以下，抑制吹氧过程中铬的过度氧化。

G=5.96×10^-3×T×ln(P/P_CO)    …(1)

其中

P_CO=760×〔10^{(-13800/T+0.76)}〕×〔％C〕/〔％Cr〕

P小于760

式中，

T：钢水温度(K)

P：槽内真空度(乇)。

在不锈钢钢水的真空脱碳精炼过程中，重要的问题是应当在保证由下式(2)表示的Hilty平衡式中的优先脱碳区域内进行操作。

log(〔％Cr〕·P_CO/〔％C〕)=-13800/T+8.76…(2)

减压精炼时，使用上述(2)式时以操作真空度为代表的气氛气中CO的分压(P_CO)虽然是重要的操作因素，但是除此之外的非常重要的因素还可以举出钢水温度(T)。然而，对于吹氧脱碳期内抑制铬的氧化来说，事先加入与氧的亲合力比铬和碳高的铝等进行吹氧，利用其氧化热能够有效地使钢水温度上升。

但是，即使在这种铝升温过程中也会产生铬的氧化，所以在此升温期间内防止铬氧化的重要因素是，吹氧全过程中铬的氧化，即吹氧停止后残留的还原剂量减小。

因此本发明中为了防止升温·脱碳精炼过程中铬氧化，使铝升温期间内真空度保持在尽可能高的真空下，在此期间中仅使铝燃烧。

也就是说，在铝升温期间内控制槽内的真空度使由上式(1)表示的G值保持在-20以下，用这种方法防止此升温期间内铬的氧化。其理由是通过使上述G值保持在-20以下，如附图2中实线所示，不但铬的氧化损失减少，而且也能促进铝或碳的燃烧。

其中，最好在升温吹氧过程中分次投入升温用铝。这是因为如果在吹氧之前一次投入铝，使铝处于在钢水中溶解状态下升温，则在升温期间内真空槽内钢水会出现铝的短时间枯竭，例如即使将G值保持在-20以下也会处于引起铬氧化的状态下。

此外，吹氧期间被吸入浸渍管内的钢水表面与真空槽上盖之间的距离(自由空间)最好保证在6米以上。这是从防止铝升温期内喷溅及其后在脱碳精炼期内产生的钢水飞沫达到上盖部分而确定的。

这种情况下的“升温期”，是指从吹氧开始至吹氧过程进行到由下式(3)表示的氧气积累量时为止的时间。

升温期吹氧量(Nm³)=投入的铝量(kg)×铝的品位×33.6/54…(3)

此外，在升温终止后的脱碳精炼期内，使G值处于-35～-20范围内。这是因为：如上所述在附图2的实线所示，当G值处于超过-20的真空度下铬的氧化作用被促进，反之当G值处于低于-35的高真空下进行吹氧脱碳，则如附图2的虚线所示，造成大量飞沫产生，使操作性显著恶化。

为了将上述各期问内的G值调整到规定值，用真空度计22测出真空度P，而且根据处理前的温度可以预测到的不同碳浓度下温度的变化情况事先确定钢水温度T，在控制装置23中根据上式(1)求出G值，按照该结果调整上述真空度P，使G值处于上述范围内。

此外，为了避免由于铝升温而生成的Al₂O₃流出槽外带来操作麻烦，本发明中投入生石灰(CaO)的投入量，相当于升温时升温用铝加入量W_Al(kg)的0.8～4.0倍。

本发明的真空脱碳精炼方法中，虽然在以后的脱气处理之前必须将生成的炉渣排出槽外，但是如果将上述铝升温时生成的炉渣直接单独排出槽外，则由于Al₂O₃本身是极高熔点的氧化物，所以漂浮在盛钢桶上的炉渣早期固化，不仅导致取样困难，而且还造成在浸渍管和盛钢桶上固化附着的事态发生。

为了避免上述的操作麻烦，在铝升温期内投入相当于上述量的氧化钙，通过形成低熔点化合物铝酸钙化合物(12CaO·7Al₂O₃)，提高炉渣的液相率，可以回避上述操作难题。

其中，当氧化钙的加入量不足0.8W_Al(kg)时，铝酸钙的生成量不足，Al₂O₃高熔点化合物以单独相大量析出，使炉渣的熔化不充分；反之，当氧化钙加入量超过4.0W_Al(kg)时，虽然铝酸钙生成得充分，但是本身也是高熔点化合物的氧化钙也以单独相析出，不仅流出炉渣的固化加剧，而且还使浸渍管内的炉渣量过度增大，在以后应当进行的吹氧脱碳期内使顶吹氧气的射流难于抵达钢水表面，造成脱碳氧气效率降低。

此外，在上述铝升温期内真空槽浸渍管在钢水中浸入的深度，优选处于200～400mm范围内。这是因为这样能够使吹氧升温时生成的Al₂O₃和CaO在浸渍管内适当接触，促进铝酸钙化合物的生成。如果浸渍深度不足200mm，则如附图5所示，由于浸渍管内钢水中Al₂O₃和CaO的接触时间短，铝酸钙化合物生成之前被排到外部，使盛钢桶上的炉渣固化，导致取样性能恶化。反之，当浸渍深度超过400mm的情况下，铝酸钙化合物在浸渍管内的滞留时间延长，加剧浸渍部分耐火材料的熔损，同时在以后的吹氧脱碳期中在浸渍部分中残留的炉渣量过剩，妨碍吹氧射流抵达钢水表面，使脱碳氧气效率降低。

上述的铝升温后进行吹氧脱碳期内，为了继续将脱碳氧气效率保持高水平上，并防止飞沫大量产生，当碳浓度处于临界碳浓度(0.1～0.3重量％)以上的高碳温度区域内时，最好满足以下各条件以便使G值保持在-35～-20范围内。

所说的条件是：

(1)应当使气泡的活性表面处于钢水总表面积的10％以上，氧气喷吹面积的100％以上的区域；

(2)当碳浓度处于临界碳浓度以上高碳浓度区域时，应当使浸渍管在钢水中的浸渍深度处于500～700mm范围内，而且由设置在真空槽上盖部分的吹氧喷枪，以3～25Nm³/h/t速度向钢水中不断吹氧，从盛钢桶底部喷吹搅拌用惰性气体，惰性气体流量应当维持在0.3～10Nl/min/t，优选0.3～4Nl/min/t范围内；

(3)在高碳浓度区域内一次或者分批加入生石灰，换算成静止状态应当使浸渍管内钢水表面保持100～1000mm厚度炉渣；

(4)在其后的从0.1～0.3重量％至0.01重量％低碳浓度区域内，连续将槽内真空度移向高真空度一侧，使上述氧气流量以每分钟0.5～12.5Nm³/h/t速度降低，同时使上述惰性气体流量处于0.3～10Nl/min/t，优选5～10Nl/min/t范围内，而且将上述浸渍管的浸渍深度调节到规定范围内。

众所周知，在大气压而不是真空下进行钢水吹氧脱碳精炼时，钢水中的金属元素(铁和铬等)一旦被供入钢水中的氧氧化成金属氧化物(FeO和Cr₂O₃等)，这些金属氧化物然后被钢水中碳还原而进行脱碳反应。

其中，对以不锈钢为代表的含铬钢水进行吹氧脱碳精炼时，大家知道主要生成铬氧化物(Cr₂O₃)。因为这种Cr₂O₃是高熔点氧化物，Cr₂O₃的存在使炉渣的液相率显著降低。对于本发明来说，由于是将单根直园桶形真空槽的下部浸入钢水中对真空槽内减压进行吹氧脱碳精炼的方法，所以浸渍管内形成的Cr₂O₃如果被钢水中的碳元素还原得不充分，此条件下早期将其排出浸渍管之外，因盛钢桶上的炉渣呈静止状态，所以钢水中碳的还原反应不能发生。结果，大概会产生很大的铬氧化损失，盛钢桶中的炉渣处于Cr₂O₃极端富集的状态下，例如即使形成上述的铝酸钙也会显著助长盛钢桶内钢水表面上炉渣的大量固化现象，产生取样难等操作性恶化的问题。

这样，为了防止吹氧脱碳期内铬氧化损失，使脱碳氧气效率保持在高水平下进行有效的吹氧脱碳，十分重要的是极大地增加吹氧形成的金属氧化物(本发明中以不锈钢的吹氧脱碳精炼为例是Cr₂O₃，详见以下说明)与钢水中碳元素之间的接触机会，以便促进浸渍管内的还原反应。

作为这种条件之一，本发明中是使吹氧脱碳期内形成气泡活性表面占全部钢水表面积的10％以上，且占吹氧面的100％以上。

这是因为利用在作为钢水表面中活性最高的反应表面的气泡活性表面上形成Cr₂O₃的方法使Cr₂O₃颗粒微粒化，从而使之与钢水中碳元素之间的接触面积增大的缘故。当形成的气泡活性表面不足钢水总表面积10％的情况下，这种微粒化过程本身不产生，依然形成大粒Cr₂O₃，结果Cr₂O₃没有在浸渍管内充分反应就被排出槽外，因而造成铬损失加大和出现操作性差的问题。而且，当形成的气泡活性表面不足氧气喷吹面的100％时，也同样存在使生成的Cr₂O₃大粒化问题。

本发明以临界碳浓度为界，将要脱碳精炼的上述钢水中所含的碳浓度分为高碳浓度区域和低碳浓度区域两个区域，查明了各区域中最佳氧气流量、氧气流量的降低速度、搅拌用惰性气体流量、真空槽的真空度和浸渍管的浸渍深度(浸渍比)。

吹氧脱碳精炼反应一般可以分为，如附图9所示，脱碳反应速度(d〔C〕/dt)受氧气供给速度支配的高碳浓度区(氧气供给支配总反应速度区)和受钢水中碳移动速度支配的低碳浓度区(钢中碳迁移支配总反应速度区)。

真空下对不锈钢进行吹氧脱碳精炼时，从这种氧气供给支配总反应速度区向钢中碳迁移支配总反应速度区转移的临界碳浓度(〔％C〕^※)，按照所含铬浓度和操作条件的不同虽然有一些差异，但是大体上处于0.1～0.3重量％范围内。

本发明之所以将高碳浓度区内的氧气流量确定为3～25Nm³/h/t范围，是因为当高碳浓度区内的氧气流量低于3Nm³/h/t时，钢水的脱碳速度降低使精炼时间延长，生产率降低。

另一方面，当氧气流量超过25Nm³/h/t时，伴随脱碳反应产生的CO气体产生速度过大，容易形成大量飞沫，成品率也伴随着这种飞沫的产生而下降，相对于向浸渍管内供给应当在钢水中起还原材料作用的碳元素还原剂来说，金属氧化物的生成速度过快，因而使铬损失加大。

此外，高碳浓度区用的搅拌用惰性气体流量若低于0.3Nl/min/t，则浸渍管内的钢水和盛钢桶内钢水之间的循环状态恶化，混合性能降低，导致出现脱碳氧气效率降低和铬损失加大的问题。

反之，若搅拌用惰性气体流量超过10Nl/min/t，则浸渍管内生成的金属氧化物有早期流出槽外的缺点，而且会明显加速浸渍管耐火材料的损伤，因而不好。其中，搅拌用惰性气体流量的优选上限是4.0Nl/min/t。

真空下进行吹氧脱碳精炼的情况下，高碳浓度区内飞沫的产生对于稳定操作来说是最主要的问题。高碳浓度区是所谓的“脱碳最盛期”，此期间内CO的发生最活泼，随之也诱发钢水的飞溅现象。因此，为了防止钢水飞溅，在生铁附着量少的情况下进行吹氧脱碳精炼，防止这种高碳浓度区在内的钢水飞溅是极为重要的。

按照本发明在高碳浓度区吹氧脱碳期间内，向槽内一次或分批加入生石灰等物质，使上述浸渍管内钢水表面换算成静止状态计保持具有100～1000mm厚炉渣的状态下进行吹氧脱碳处理。

人们知道，吹氧脱碳时产生的飞沫是在顶吹射流的反冲作用下使钢水中生成的CO气泡在钢水表面破裂(气泡破裂)引起的。而且这种飞沫能够到达的高度，取决于CO气泡产生时的初始速度(初速度)和CO发生速度(即排气流速)。因此，为了抑制这种飞沫的到达高度，虽然使吹氧速度本身低速化是有效的，但是降低吹氧速度会直接导致处理速度的降低，所以从保持高生产率的角度来看不是一种有效的手段。鉴于此，为了继续维持高生产率，抑制飞沫的到达高度和飞散距离，抑制飞沫形成后的初速度是十分重要的。

为了抑制飞沫产生后的初速度，按照本发明在钢水表面上形成适当厚度的炉渣层，这样当飞沫微粒突破炉渣层时损失部分能量，显著缓和其后的飞散行为。

其中，在真空槽内钢水表面上应当保持的炉渣层厚度，按照换算成的静止状态计，最好使炉渣层在浸渍管内钢水表面上的厚度达到100～1000mm。因为炉渣层厚度低于100mm时，形成的飞沫能量损失小，不能缓和其后的飞散行为；反之若超过1000mm，则顶吹氧气射流抵达钢水表面之前受阻，结果导致脱碳氧气效率降低。

钢水表面上积层的炉渣组成，是当吹氧脱碳时产生的飞沫微粒，于最活泼的碳元素温度处于临界碳浓度之上的高碳浓度区内，向真空槽内一次或分批加入生石灰等原料而获得的，其组成最好为：(CaO％)/(SiO₂％)=1.0～4.0,(Al₂O₃％)=5～30％,(Cr₂O₃)≤40％。这是为保护浸渍管上的耐火材料和防止炉渣层固化而确定的；如果应当覆盖在真空槽内的炉渣固化，不仅会使炉渣对飞沫的抑制作用显著降低，而且如上所述，还会促进其后当炉渣流出槽外时盛钢桶中炉渣产生早期固化的作用。也就是说，(CaO％)/(SiO₂％)＜1.0时，虽然具有飞沫的防止效果，但是耐火材料的熔损显著；反之当(CaO％)/(SiO₂％)超过4.0时，例如即使其他炉渣成分也处于上述范围内，也会使炉渣固化，失去飞沫的回收作用，结果凝结大量生铁。此外，当(Al₂O₃％)不足5％时，同样因炉渣固化而产生大量飞沫；反之如果超过30％，则耐火材料的熔损显著。精炼不锈钢等材料时，从炉渣固化的观点来看，炉渣中(Cr₂O₃)浓度高于40％也不好。

另外按照本发明，吹氧条件的特征在于低碳浓度区内氧气流量(送氧速度)的减小速度。已有技术中并没有充分考虑此区域内上述流量(送氧速度)的减小速度，但是正如本发明第17图所示，通过使上述减小速度处于每分钟0.5～12.5Nm³/h/t范围内，能够极为有效地进行操作。

也就是说，低碳浓度区内氧气流量的减小速度如果低于0.5N³/h/t/min，则CO气体产生量的减少幅度不大，而飞沫的产生量却过大。而且铬的氧化量因氧气供给量过剩而加大。

另一方面，当上述减小速度超过12.5Nm³/h/t/min时，低碳浓度区内脱碳氧气效率降低，同时氧气流量的降低速度也过大，因而使低流量下吹氧时间过长，结果使生产率降低，所以不好。

上述低碳浓度区内因CO气体的发生速度逐渐降低，所以飞沫本身的产生也减少，对于稳定的操作来说没有大问题。如上所述，低碳浓度区内脱碳反应由于是“钢中碳元素迁移支配全反应的区域”，所以为了使脱碳氧气效率保持在高水平上，必须促进钢水中碳元素在高碳浓度区域以上的传质过程，而且为了有效地进行其后的脱气处理，还必须在低碳温度区域内的吹氧脱碳过程中，将高碳浓度区抑制飞沫用的浸渍管内炉渣层尽量排出到槽外。

本发明除了使上述氧气流量连续降低以外，使搅拌用惰性气体流量处于0.3～10Nl/min/t范围内，在低碳浓度区优选处于5～10Nl/min/t范围内，而且应当使上述浸渍管的浸渍深度在规定范围内增减。

这是因为利用进一步促进钢水中的碳供给吹氧生成的金属氧化物(Cr₂O₃)的方法，能够更有效地使脱碳反应进行，促进炉渣排出；当低碳浓度区内搅拌用惰性气体流量低于0.3Nl/min/t时，供给生成的Cr₂O₃用碳量因搅拌不足而不充分，导致脱碳氧气效率降低和铬损失加大；此外炉渣排出不充分，也会导致其后脱气工序中反应效率降低，所以不好。

惰性气体的供给量超过10Nl/min/t情况下，槽内碳元素的供给效果几乎不能进一步提高，且因气体冲击加剧而使浸渍管中耐火材料损伤加大，因而不好。

此外，即使对上述铝升温期和高碳浓度区内炉渣的组成进行控制，随着吹氧精炼的进行而被排出槽外漂浮在盛钢桶上的炉渣，与大气接触时也会部分冷却固化。

因此，有些情况下炉渣可以部分固化附着在浸渍管和盛钢桶上。为了避免这种现象发生，本发明将低碳浓度区内浸渍管的浸渍深度增减到规定范围内。这样一来盛钢桶上钢水表面上产生的摇动，能促进钢水向盛钢桶上的炉渣传热，通过使形成的炉渣再熔化，不仅能够使取样操作容易进行，而且也能够完全避免出现在浸渍管和盛钢桶上的炉渣固化附着现象。这种增减深度的操作，可以按照浸渍管的浸渍深度(h)和盛钢桶内钢水深度(H)之间的关系，在h/H:0.1～0.6范围内以半连续方式进行；从促进钢水循环和早期排出观点来看，优选仅仅减小浸渍深度。当h/H＜0.1时，虽然能够显著促进炉渣的排出，但是吹氧生成的Cr₂O₃被钢中碳还原之前也同时排出槽外，导致铬损失加大；而当h/H＞0.6时，浸渍管内钢水和盛钢桶内钢水因循环不良而加大铬的损失并使炉渣排出的条件恶化，也不好。

以下根据上述条件并参照附图1和附图10～14，就真空脱碳精炼方法进行更详细说明。

在高碳浓度区内，不断监测或推定真空槽的浸渍管14内钢水11中的碳浓度，利用控制装置23的动作或操作员的操作来控制氧气流量控制阀20、惰性气体流量控制阀21、升降驱动装置17和排出装置16；按照附图11、13和10所示，在氧气流量(Q)、惰性气体流量(N)、浸渍比(h/H)分别维持在3～25Nm³/h/t、0.3～4.0Nl/min/t和0.1～0.6范围内的情况下进行脱碳精炼。

进而在低碳浓度区内，按照附图10～14所示调节氧气流量控制阀20，使氧气流量(Q)以每分钟减小0.5～12.5Nm³/h/t的速度(R)降低，同时使升降驱动装置17工作，如附图16所示，将钢水11的浸渍深度(h)减小到规定范围内继续进行脱碳精炼。

其中，氧气流量(Q)的减小速度是氧气流量(Q)随时间变化斜率的大小，即氧气流量(Q)对时间的微分，单位是Nm³/h/t/min。

按照这种实施方案进行含铬钢水11的脱碳精炼操作时，通过将氧气流量(Q)、惰性气体流量(N)、真空度(P)(根据G值调整)、浸渍比(h/H)分别调节到规定范围内，可以同时满足以下(1)～(3)中所述的目的。

(1)不但能使脱碳氧气效率维持在高水平上，而且即使在高碳浓度区内也能抑制飞沫产生。

通过将氧气流量、惰性气体流量、真空度和炉渣厚度维持在适当范围内可以达到目的。

(2)防止铬损失。

所说的铬损失是因浸渍管14内钢水表面上被氧化的钢水11中的铬成分，经由浸渍管14下端被排出槽外，于浸渍管14和盛钢桶13内壁之间上浮而产生的。因此，通过将浸渍深度、以及惰性气体流量和氧化性气体流量等综合维持在规定范围内，使上述铬成分(氧化铬)与浸渍管14中的钢水11之间保持适当的对流状态，让氧化铬在浸渍管14中被钢中碳有效还原，可以抑制铬成分向炉渣12中迁移。

(3)可以避免炉渣12附着凝固在浸渍管14外壁和盛钢桶13内壁之间。

在低碳浓度区的规定范围内改变浸渍管14和盛钢桶13之间的相对位置，能够防止炉渣12的这种附着凝固现象。

按照以上方法经过吹氧脱碳的钢水，继续在真空下进行脱气处理。

首先说明脱气处理。不管是普通钢还是不锈钢，在极低碳钢等高纯度钢进行精炼时，经过二次精炼工序吹氧脱碳后，必须在高真空下进行脱气处理。这种情况下，人们知道脱碳反应是按照(4)式所示的钢中氧和碳之间进行反应的。

    …(4)

因此，为了有效地促进脱气期间内的脱碳反应，使经过脱气处理的钢保持高浓度氧含量是有效的。尤其是在脱气初期，人们知道钢水内部自发产生的CO气体(内部脱碳)是主要的脱碳反应区，所以使钢中保持高浓度氧在脱气初期是特别有效的。

在进行高纯度不锈钢的熔炼时，在二次精炼工序中在真空下进行吹氧脱碳后，进行脱气处理，通过吹入氧气使吹氧脱碳停止时的碳浓度与真空度适度化，可以充分保持溶存氧浓度，这是非常重要的。

上述的减压下进行的吹氧脱碳精炼过程中，停止吹氧后(止吹后)，在深度减压下进行脱气处理时，优选进行到〔％C〕降低到0.01～0.1％范围内，而且停止吹氧时应当使槽内的真空度达到10～100乇范围内，在其后的脱气处理时使槽内真空度处于5乇以上高真空下。这种方法可以有效地进行不锈钢等铬钢的脱气精炼。此方法基于适当控制由碳浓度和槽内真空度代表的CO分压(P_CO)平衡条件所规定的钢中氧浓度，按照这种方法可以使脱气处理时脱气速度保持在高水平下。

在止吹时碳浓度〔％C〕小于0.01％的情况下，例如即使止吹时槽内真空度处于适当范围内(即，10～100乇)，碳量不足也会使铬氧化量增大，从而使其后进行还原处理时需要的还原剂量增大。在止吹时碳浓度〔％C〕超过0.1％的情况下，脱气处理时间延长，即出现生产率方面的问题。

此外，如果槽内真空度处于比10乇高的高真空侧，则即使止吹时碳浓度处于0.01～0.1％范围内，此时制约平衡条件的钢中碳浓度溶解度不足，导致脱气反应中应当消耗的氧量不足，结果出现高纯度钢难于精炼的问题；反之，如果真空度处于比100乇低的低真空侧，则在吹氧期末期会出现过量铬氧化的问题。

就脱气处理时达到的真空度而言，有时必须采用5乇以上的高真空条件。这是因为在不足5乇的低真空度条件下，进行高纯度钢精炼时很难保证充分的驱动力，因而造成脱气处理速度不高的问题。

另外，为了更有效地进行脱气处理，除了上述条件之外，在脱气处理的减压过程中当真空度达到5～30乇范围内时，优选以0.3～5Nm³/吨钢水的速度再吹氧2～3分钟，而且将脱气处理过程中的搅拌用气体流量控制在2.5～8.5Nl/min/t范围内，进而优选使槽内的炉渣12-1量，在停止吹氧时相当于真空槽钢水池部分单位截面的1.2t/m²以下。

进行再次吹氧的理由在于提高钢中氧浓度以便进一步促进内部的脱碳反应，此时真空度最好处于5～30乇范围内。这是因为高于5乇的高真空下，氧难溶于平衡条件下的钢水中；反之，在低于30乇低真空下进行再吹氧时，被吹入的氧除了富集在钢水中之外，还消耗在铬的氧化上。

此时相当于每吨钢水吹入的氧量，优选处于0.3～5Nm³范围内。其原因是：例如即使再吹氧时槽内真空度处于适当范围内，但是只要氧量低于0.3Nm³/t，应当消耗在脱气时的氧气不能充分富集，反之即使吹入超过5Nm³/t的氧气，也没有看到比其更优异的氧富集效果，此外还担心氧耗尽在铬的氧化上。

将搅拌用气体流量控制在2.5～8.5Nl/min/t范围内的理由是：气体流量低于2.5Nl/min/t的情况下，搅拌不足会导致钢水回流量不足，不能促进内部脱碳反应液，出现脱气速度本身不高的问题；反之在高于8.5Nl/min/t速度下供气，除了没有优于其上的回流促进效果之外，气流对耐火材料冲击加剧而出现耐火材料损伤的问题。

停止吹氧时槽内炉渣量之所以希望保持在1.2吨/m²(单位截面真空槽钢水浴部分)以下的理由是：当槽内的炉渣存在量超过1.2吨/m²时，进行脱碳反应的脱碳反应区内钢水表面与高真空气氛气体之间的接触被切断，因而使实际反应表面积显著降低，脱气反应速度难于保持在高水平上。

精炼碳浓度低于20ppm的高纯度不锈钢的情况下，必须促进脱气末期反应区内钢水表面上的脱碳反应，为此十分重要的是确保气泡活性表面(吹入的气泡形成的剧烈搅拌钢水的自由表面积)和维持气泡活性面界面的更新。

要确保这种气泡活性面，特别重要的一点是吹氧脱碳过程中生成的铬氧化物和炉渣即使稍微残存在气泡活性面上也会阻碍表面脱碳，使脱碳速度降低，所以在表面脱碳时必须将铬氧化物和炉渣完全排出浸渍管之外。

为此，在脱气期间内必须在盛钢桶底部距离浸渍管内钢水表面(钢水静止表面)距离H_V处吹入惰性气体，赋予气泡活性面以规定的搅拌强度K。

因此，就维持气泡活性面的界面更新，并将铬氧化物完全排出浸渍管之外的条件而言，如果真空度P乇、气泡活性面积Sm²、惰性气体吹入流量QNl/min/t、从浸渍管内钢水表面至惰性气体吹入位置之间的距离HV满足：

K=log{S·H_V·Q/P}    (5)如附图18所示，则控制K值处于0.5～3.5范围内是十分重要的。

这种场合下一旦K值小于0.5，气泡活性面的更新和铬氧化物的排出就会变得不充分，导致脱碳速度降低；反之，当K值超过3.5时，几乎没有发现优于其上的气泡活性面更新效果，而且吹入气体流量的过量供给也造成耐火材料损耗之类的问题。

终止以上脱气处理时，根据需要还可以投入还原用铝还原吹氧时生成的金属氧化物(例如Cr₂O₃)，以便回收金属。

例如，对含有5％以上铬的不锈钢进行吹氧脱碳精炼时，铁水中所含铬的氧化，即生成Cr₂O₃，无论是大气压下还是真空下都是不可避免的，所以停止吹氧后必须加入还原剂回收铬成分。

大气压下吹氧脱碳后使用的还原剂，通常往往使用还原反应发热量小的硅(硅铁合金)，如果成品精炼的真空下吹氧脱碳后需要控制产品中硅浓度，则必须使用铝作还原剂。

然而，使用铝作为还原剂时，下式(6)表示的铝热反应伴随大量发热，所以必然使钢水温度上升。

    …(6)

当钢水温度上升时，由以下式(7)表示的钢水中碳的还原使平衡碳浓度降低，同时产生伴随CO气体发生的反应。

    …(7)

上式(7)中平衡碳浓度受平衡CO分压，即受操作真空度的影响，真空度越高，(7)式反应越容易进行。

由于(7)式是在短时间内发生的剧烈反应，所以随着CO气体上升产生钢水和炉渣飞溅爆沸现象。

为了防止CO气体剧烈发生的反应，即爆沸现象，重要的是应当抑制(7)式反应的进行，即在一定真空度以下的低真空下操作。

然而在低真空下进行还原操作时，伴随着槽内氮气分压(P_N2)的上升使氮在钢水中的吸收能(饱和溶解度)提高，导致钢水中氮浓度上升，对于那些对氮浓度有限制的钢种来说不适用。

因此，在低真空下进行还原时，极为重要的是既要防止爆沸产生又要抑制氮的吸收。

为了解决此问题，按照本发明提供的方法，投入铝后立即使固体铝与固体炉渣接触，进行适度的铝热反应后形成熔融炉渣，通过这种炉渣的覆盖作用抑制氮的吸收。

达到目的的具体实施方法是：投入还原用铝期间使搅拌用氩气流量处于0.1～3Nl/min/t范围内，并使真空度处于400乇的低真空下，然后复压至大气压下，在提升槽上升的同时使搅拌用氩气流量处于5～10Nl/min/t范围内。

投入还原用铝期间内通过使搅拌用氩气流量保持在适当范围内，并使真空度处于400乇以下低真空度下，来保持真空槽内具有适度搅拌力和抑制钢水与炉渣的悬浊作用，用这种方法可以控制上述(6)式所示的铝热反应进行过度，结果可以抑制钢水温度过度上升。此外，还原用铝投入期间内通过抑制搅拌强度可以抑制在钢水中的溶解，通过直接使铝与炉渣反应可以提高Cr₂O₃的还原速度。

这是因为：与其后的含铝钢水与固态炉渣之间反应产生的还原作用相比，使铝直接溶解在钢水中，利用铝直接还原事先形成的半熔融状态的炉渣，可以显著改善含Cr₂O₃炉渣被卷入(乳化作用)钢水中，结果可以提高还原效率。此外，使炉渣早期熔化，也可以产生阻止钢水表面与大气接触的覆盖作用，所以还产生有效防止氮气吸收的效果。

投入铝期间内搅拌用氩气流量应当处于0.1～3Nl/min/t范围内。其原因是：此期间内当氩气流量超过3Nl/min/t时，(6)式的铝热反应过度进行，而且炉渣和金属之问的乳化作用也产生激化，很难控制爆沸现象的出现。反之，在氩气流量低于0.1Nl/min/t的场合下，投入的铝会附着在真空槽内而使投料不能正常进行，或者导致钢水浸入盛钢桶底部的多孔塞中，这些现象在以后增大流量时不能保证规定流量，从而产生操作上的问题。

此外，投入铝期间内若真空度处于超过400乇的高真空下，则搅拌力变大。即除了炉渣和金属之间有效接触面积增大之外，与真空度密切相关的CO平衡分压也同时降低，导致(7)式反应平衡向右移动，因而显著促进CO瞬时发生的反应，即难于抑制爆沸现象。

铝投入终止后复压至大气压下，然后提升真空槽，同时使搅拌用氩气流量处于5～10Nl/min/t范围内，利用这种方法抑制钢水温度上升可以进行早期还原和防止氮气吸收。

提升真空槽，真空槽提升后被限制在真空槽浸渍管中的反应带释放到盛钢桶整体中，因此即使产生铝热反应，钢水温度的上升幅度也不大，因此(7)式反应很难产生，结果可以避免爆沸现象出现。此外，槽上升后使搅拌用氩气流量达到5～10Nl/min/t，还原反应早期进行后，利用降低炉渣中Cr₂O₃浓度的方法进一步促进熔化过程，可以提高炉渣的覆盖效果，结果能够防止氮气吸收。其中，在大气压下投入铝的场合下，可以直接提升真空槽。

此时如果搅拌用氩气流量低于5Nl/min/t，则搅拌力不足而且Cr₂O₃的还原速度也低，导致生产率下降；反之，如果超过10Nl/min/t，则超过其上的还原速度的提高效果不仅没有出现，而且钢水表面的摇动随着流量的增大而加剧，使炉渣的覆盖效果下降，引起氮气吸收和造成盛钢桶耐火材料异常损伤。

此外吹氧脱碳时某种操作问题，会导致吹氧过程中形成大量Cr₂O₃。而且所说的Cr₂O₃流出真空槽外后附着固化在盛钢桶内壁的上部的场合下，向钢水中投入铝后，仅靠钢水中的铝在短时间内使上述盛钢桶内壁上部附着固化的Cr₂O₃完全还原回收是极为困难的。这是因为在盛钢桶底部鼓气泡时，虽然盛钢桶中央附近的钢水被搅动得很充分，但是处于盛钢桶内壁附近的钢水被搅动得却不充分，因而使之与含Cr₂O₃的炉渣接触机会少的缘故。

此课题的解决方法是，脱气处理后直接复压到大气压下，提升真空槽后投入铝进行处理。此方法在于通过使还原用铝直接与盛钢桶内壁上部附着的炉渣接触，来提高Cr₂O₃的还原效率。而且，如上所述，当吹氧时生成大量Cr₂O₃时，真空槽内的炉渣必然增多，所以提升真空槽后盛钢桶上部的炉渣成山形。所以，自盛钢桶上部加入铝时，所加入的铝必然处于下部方向，所以可以与盛钢桶上部壁附近的含Cr₂O₃炉渣接触，结果随着固相之间反应的进行，Cr₂O₃被还原。此外，从盛钢桶底部喷吹气体产生的摇动也会使高温钢水产生附加接触，从而能够促进炉渣的熔化和提高Cr₂O₃的还原效率。

以下，基于附图对本发明进行进一步详细说明。

如附图19(A)所示，将直桶形真空槽浸渍管14浸渍在盛钢桶13内铬浓度大5％以上的钢水11中，对浸渍管14内减压，同时从盛钢桶13底部设置的多孔塞19一边供给搅拌用惰性气体氩气，一边从上方喷吹氧气，用这种方法进行真空下的吹氧脱碳精炼。吹氧停止后，在高真空下进行脱气处理，进而从固体炉渣12-2的上方投入还原用铝26，使之产生上述(6)式的反应，还原回收吹氧时生成的氧化物(Cr₂O₃)。其中，还原用铝投入期间内搅拌用氩气流量为0.1～3Nl/min/t范围内，而且使真空度处于400乇以下的低真空下。如附图21所示，这种方法将提高铬氧化物(Cr₂O₃)的回收率。

然后，如附图19(B)所示，使浸渍管14内复压至大气压下，而且提升浸渍管14，与此同时将搅拌用氩气流量提高到5～10Nl/min/t范围内。在附图19(A)中，12-1表示熔融炉渣，12-3表示处于真空槽外的固态炉渣。

以下，基于附图20(A)～(C)说明本发明的其它实施例。

与上述同样进行吹氧脱碳精炼和脱气处理后，直接将浸渍管14内的压力复压至大气压下(附图20(A))，同时如附图20(B)所示提升浸渍管14，与此同时投入还原用铝26。还原用铝26投入期间内搅拌用氩气流量处于0.1～3Nl/min/t范围内。

附着在盛钢桶上部的炉渣12-4与还原用铝26接触下进行还原。

进而将搅拌用氩气流量增加到5～10Nl/min/t范围内，如附图20(C)所示使钢水摇动，改善固态或附着的炉渣与高温钢水之间的接触，使这些炉渣熔化，用铝还原。此实施例中，Cr₂O₃的回收率与搅拌用氩气流量之间的关系示于附图22中，如此附图所示，搅拌用氩气流量处于5～10Nl/min/t范围内时，可以提高Cr₂O₃的回收率和防止氮气吸收量的加大。

如上所述，使用具有单脚直桶形浸渍管的真空槽真空脱碳精炼的方法中，真空槽下部的浸渍管虽然浸渍在盛钢桶的钢水中，但是例如由于不锈钢钢水等钢水的流动性大，而且是在高温下进行吹氧脱碳等精炼操作，所以构成浸渍管的耐火材料因吹氧和搅拌形成的钢水流动而熔损，或者从精炼至待机期间由于温度急剧变化引起的耐火材料剥落等而损耗。

这种浸渍管耐火材料的损耗，导致真空精炼装置的开工率降低，真空精炼处理能力的降低使一些钢种的处理成为不可能，难于制造高级钢。

另一方面，用于真空精炼的浸渍管的早期损耗，不仅导致构成浸渍管用耐火材料成本增加，而且在更换真空槽和浸渍管时还需要花费大量劳动。

本发明通过在精炼终止时将浸渍管浸渍在调整了成分的炉渣中，在浸渍管表面上形成这种炉渣的涂层，从而解决了这个问题。

也就是说，减压下精炼终止时将炉渣成分调整到含有55～90重量％Al₂O₃和CaO,1～10重量％Cr₂O₃、7～25重量％SiO₂、2～10重量％FeO、Fe₂O₃和MgO中一种或两种以上余量物质。

这种炉渣的组成中，Al₂O₃和CaO合量低于55重量％时，在浸渍管上涂覆后耐蚀性低，涂层对浸渍管没有保护效果；反之，Al₂O₃和CaO合量超过90重量％时，炉渣的熔点增高难于渣化，在浸渍管上涂覆困难，而且妨碍前工序中还原精炼时铬氧化物的还原。

此外，当Cr₂O₃含量低于1重量％时，由于与炉渣等反应时形成高粘性物质而使耐腐蚀效果降低，如果Cr₂O₃含量高于10重量％，则渣化恶化，而且在浸渍管上进行涂覆本身也变得困难。

还原精炼结束时形成的炉渣组成中SiO₂小于7重量％时，炉渣的粘性降低、熔点升高，与Al₂O₃和CaO增加时同样，渣化恶化，涂覆变得困难。

SiO₂含量超过25重量％时，炉渣的低熔点化程度加大，不能形成充分的保护层。

而且在炉渣的组成中作为余量物质的FeO、Fe₂O₃和MgO，是在减压精炼时生成和在前工序中混入的组合物，FeO、Fe₂O₃和MgO中一种或两种以上物质含量为2～10重量％。当所说的FeO、Fe₂O₃和MgO含量增加时，产生低熔点化趋势使炉渣的耐蚀性降低，尤其是当MgO低于2重量％时，构成浸渍管的耐火材料熔损加大，如果超过10重量％则应当追加MgO成分。

经过各个工序最终形成的炉渣12，其组成中的SiO₂是由从转炉等脱碳精炼炉(图中未示出)向盛钢桶13中转移钢水时混入的炉渣成分(混入炉渣中的SiO₂占30重量％)，以及减压下脱碳精炼之前在钢水中含有的Si(0.03～0.20重量％)组成的，此成分经过分析可以求出预期值，将钢水11中所含的Si成分全部换算成SiO₂，将二者合并得到的数值作为SiO₂含量。

利用改变炉渣的流入量或者在钢水中加入的Si浓度，或者同时调整二者的方法，将二者合量调节到7～25重量％。

而且，脱气精炼时加入的CaO按照以下方法由还原精炼时应当还原的铬氧化物量等求出。

首先从作为上述脱气精炼条件的吹氧量和要达到的最终目的碳浓度预测生成的铬氧化物数量，或者分析钢水和炉渣后，求出按照(8)式还原生成的铬氧化物量所需的金属Al加入量和生成的Al₂O₃量。

    …(8)

由这种Al₂O₃量求出CaO量，调整Al₂O₃和CaO，使二者合量达到55～90重量％。

关于Al₂O₃和CaO的调整，既可以采用同时改变Al₂O₃和CaO的方法，也可以采用改变任何一种氧化物加入量的方法。

Cr₂O₃含量取决于精炼时加入的金属铝量，金属铝的加入量越多，其含量越少，所以利用这种方法将其含量调整到1～10重量％。

此外，在形成炉渣12的组合物内，作为余量所含的FeO、Fe₂O₃和MgO，是减压精炼时生成和前工序中混入的组合物，调节混入的炉渣量和还原精炼时金属铝的加入量，使FeO、Fe₂O₃和MgO中一种或两种以上物质含量达到2～10重量％。

另外，将上述炉渣中的Al₂O₃/CaO规定为0.25～3.0。

减压精炼终止后，当炉渣中Al₂O₃和CaO合量处于55～90重量％范围内时，如果Al₂O₃/CaO小于0.25，则在炉渣冷却时因产生相变而粉化崩解，使涂层剥落。

另一方面，如果Al₂O₃/CaO超过3.0，则由于炉渣的渣化不良而导致难于在浸渍管上进行涂覆。

如上所述，关于在浸渍管14上涂覆经过各种精炼调整的炉渣12，参照表示浸渍管14构造的附图23进行说明。

进行各种精炼并于减压下终止精炼后，经过成分调整的炉渣12在1650～1750℃温度下熔融。

浸渍管14也是浸渍在这种炉渣12和钢水11中的状态下结束减压精炼的，同时使真空槽15和浸渍管14内复压至4大气压下。经过这种复压的浸渍管14提升到炉渣12的上方待机。此后，构成浸渍管14内侧的氧化铬-氧化镁耐火砖28以及构成其外侧的高氧化铝含量的无定形耐火材料29，都处于与炉渣12的温度大体相同的1650～1750℃温度下。经过在这种状态下上升待机0.5～1分钟后，温度下降到1200～1300℃，接着将浸渍管14前端的270～530mm部分浸渍在炉渣层12中后，立即缓缓提升浸渍管14，形成厚度30mm的涂层32。

这种涂层形成后再待机5分钟，当涂层32的表面温度大体达到800℃状态下时，将浸渍管14浸入另一盛钢桶13内的钢水11中进行减压精炼。然后依次反复进行浸渍管14上涂层32的形成操作和减压精炼操作。

其中，当形成厚度30mm的涂层后，通过将此浸渍管在炉渣12中浸渍、待机，可以形成厚度到达60mm的涂层。

经过这样二层积层的涂层32，经历从1750℃至大气温度气氛气体，或者经历从800℃在接近1750℃的钢水11中浸渍处理等，因这种急剧温度变化处理造成的剥落，具有抑制耐火材料缺陷和熔损的效果。

而且，构成浸渍管14的上述耐火砖28、29，是由具有法兰31的金属芯27支持的，而无定形耐火材料29是由立筋30保持的。

以下就实施上述的真空脱气精炼方法时使用的最佳装置进行说明。

本发明的装置提供了一种具有下列特征的手段，这种手段能够抑制按照本发明方法脱碳精炼时产生的钢水飞溅本身，一旦产生粉尘时这种粉尘在真空槽内被扑捉和熔融，而且含有粉尘的气体被送入排气导管中的情况下，也能阻止这种粉尘的堆积，还能够防止真空精炼时来自钢水(主要是火点)的辐射热对真空槽下部槽体的损伤。

以下，就属于本发明的一种实施方案的真空脱碳装置进行说明。

真空脱碳精炼装置10，如附图24～26所示，包括底部设置有惰性气体吹入喷嘴19并容纳钢水11的盛钢桶13、在盛钢桶13中的钢水11中浸渍有浸渍管14而且备有与未图示出的真空排气装置连接的排气口16-1的真空槽15，以及在真空槽15的上盖35上设置的能够自由升降的喷氧枪18。

以下就上述各种构成部件作详细说明。

盛钢桶13是大体圆筒状的铁制容器，与钢水接触的内壁衬有例如氧化铝或硅酸铝质耐火材料衬里。

通过盛钢桶13上喷吹气体的喷嘴19向钢水11中喷吹惰性气体，借助于惰性气体的上升和运动的能量搅拌盛钢桶13内的钢水11，这样可以提高钢水11中真空精炼反应的效率。

真空槽15是内衬主要由铬酸镁质材料等制成耐火砖的真空精炼处理容器(其中一部分也可以使用无定形耐火材料构成)，由上槽33和下槽34组成，下槽的下端是浸渍管14且浸入钢水中。

其中一旦对真空槽减压，浸渍管内的钢水就上升，在浸渍管内形成与盛钢桶13内钢水表面不同的钢水表面11-1，由喷枪向此表面吹氧。

因此，本发明中将处于真空槽吸入钢水的最高表面下方的真空槽下部，叫做浸渍管。

浸渍管14是内径为D_F的近圆筒形体，特别是浸渍在钢水11中钢水上升的部分，例如是用硅酸铝等无定形耐火材料经流延加工形成耐火层。当从浸渍管14内的钢水表面以同一密度产生飞溅时，减小浸渍管的截面积能使飞沫量减少，所以考虑脱碳效率的情况下应当尽可能减小浸渍管内径。

本发明的特征在于：与浸渍管14相连的下槽34，其内径D_L大于浸渍管的内径D_F，沿垂直方向的长度A上设有扩径段36。扩径段能够使因喷氧枪18向钢水表面11-1喷出的氧气射流气体流而产生的飞沫分散，同时还能够减轻因所说的氧气射流气体而产生的火点或钢水表面11-1放出的辐射热对真空槽侧壁产生的热影响，因而是本发明真空槽的重要结构因素。

应当根据喷氧枪18的气体喷孔位置适当规定上述扩径段内径D_L的大小，使所说的内径D_L与氧气喷吹距离(喷氧枪下端与钢水表面11-1之间的距离)L之比：D_L/L处于0.5～1.2范围内。这样能够得到上述效果。

而且在与扩径段36相连的上部沿垂直方向长度A的位置上，设有内径为D_S的缩径段(收缩段)37。由于缩径段37阻止飞沫和粉尘等侵入真空槽的上部，在其下附着的粉尘被来自钢水表面的辐射热熔化后落下。因此，为了得到上述效果，对于缩径段37的设计来说，缩径段内径D_S与扩径段D_L之间的关系，即缩径段空间部分A_S的截面积S_S与扩径段空间部分A_L的截面积S_L之间的关系是很重要的，本发明中将该比值：S_S/S_L规定在0.5～0.9范围内。而且，在不受喷氧枪喷出的气流冲击，火点和钢水表面的辐射热对耐火材料不产生熔损，仅使耐火材料上附着的粉尘再熔化的位置处(例如缩径部的耐火物的表面温度为1200～1700℃的位置)设置缩径段，其设置长度A规定为1～3米。

缩径段内径D_S与喷氧枪18外径之半径差d虽然越小越好，但是当半径差过小时，排气通路变窄，脱气效率降低，所以d值最好处于100～300毫米范围内。

也就是说，按照本发明进行真空脱碳精炼时，处于未直接浸渍在钢水11中的真空槽侧壁部分(free board)的耐火材料熔损，取决于耐火材料的表面温度、气氛气体温度和冲击耐火材料工作面的气体流速。

因此，为了延长侧壁部分耐火材料的寿命，重要的是使上述耐火材料尽可能远离吹氧、脱碳反应产生的高温火点，进一步抑制冲击耐火材料工作面的气体流速。

在喷氧枪18喷出的氧气射流与钢水的冲击面上，钢水中的碳被氧气氧化产生CO气体，同时火点附近的温度也因脱碳反应产生的热量而变成约2400℃的高温。

此外，产生的CO气体由于在气氛气体中燃烧而产生二次燃烧反应( )，所以在火点正上方的气体(气氛气温度)温度也加热到极高。

因此，真空脱碳精炼时，在侧壁部分处由于处于高温火点和火点的正上方而经受到辐射热或气流等造成的损耗作用，所以适当保持火点和侧壁部分之间的几何位置就显得很重要了。

在本发明的实施例中，通过按照上述方式将这种火点～真空槽耐火材料之间的几何位置设置在特定范围内，在将侧壁部分和喷氧枪等耐火材料的熔损抑制到最小限度的同时，还可以抑制钢水11飞沫伴生的粉尘侵入真空排气系统中，在高生产率下进行真空脱碳精炼操作。

以下就属于本发明其他实施方案的真空脱碳精炼装置进行说明。

属于第二种实施方案的真空脱碳精炼炉10，如附图27～29所示，是将第一种实施方案表示的真空脱碳精炼装置10中真空槽15的缩径段37结构，改变成由扇形遮档体38、39和40形成的结构，其它部分的结构大体相同且采用相同的符号，其详细说明省略。

如附图27所示，扇形遮档体38～40分别沿垂直方向设置在不同位置处，而且如附图29所示，除了各遮档体形成空间部分A_S的截面积S_S之外，具有覆盖真空槽内钢水全部表面的扇形角度θ。

如附图28所示，各扇形遮档体38～40，例如在扇形遮档体38中，在真空槽铁皮15-1的内侧固定有内藏冷却用空气通路43的金属芯41，通过金属芯上设置的Y形壁骨42可以将例如氧化铝类可铸耐火材料等无定形耐火材料固定在金属芯37上。

在不同段处设置数个扇形遮档体作为上述的缩径段，能够有效地遮挡来自钢水11-1表面的辐射热和飞沫，同时还能够在排气阻力不增大的状态下确保真空槽的排气通路，进行真空脱碳精炼。

本实施方案中，虽然是就使用无定形耐火材料形成扇形遮档体的情况说明的，但是也能使用铝酸镁等耐火砖等定形耐火材料制成扇形遮档体。

而且，除了喷氧枪四周的空间部分之外，钢水的全部表面如果都被各扇形遮档体的各自表面覆盖，各扇形遮档体的扇形角度不必全部取同一数值，而且扇形遮档体的数目也不限于三个。

此外，与钢水表面相对的扇形遮档体，即使各表面具有重复的部分也不会产生操作问题，这种情况也属于本发明范围。

在附图27和28中表示的是使真空槽内的真空度处于低真空度下进行吹炼的状态，所以浸渍管内的钢水表面处于较低状态下。

对于具有本发明上述结构的真空槽来说，由于在缩径段存在被喷氧枪18贯通的空间部分，所以含有粉尘的排气上升通过此空间部分时，在真空槽上部，尤其是在上盖部分及其附近的侧壁上有时存在粉尘附着、堆积的现象。

本发明还提供了防止这种粉尘附着的手段。

也就是说，如附图24和30所示，喷嘴44-1和44-2按照一定方式设置，使其末端处于上盖的下方距离F处，而且其喷出气体的方向相对于垂直方向各有规定的喷嘴喷射角度θh，并以喷嘴旋转角度θr互相相对地插入上槽33内。

这种喷嘴的末端距离F优选处于0.3～3米范围内，而且喷嘴的喷射角度θh和旋转角度θr分别优选处于20°～90°和15°～30°范围内。

上述的喷嘴由于按照以上方式构成，所以通过喷嘴44-1和44-2向上槽33中喷吹的氧气、燃料气体或其混合气体，在上槽33内形成旋流，能够有效地混合吹氧精炼过程中产生的精炼气体以及上述氧气和燃料气体，同时还能够适当保持上盖35处的温度。

也就是说，使用上述喷嘴吹氧脱碳精炼过程中，利用设置在上盖35中的数个热电偶检测上盖的表面温度(在上盖的侧壁上设置测定温度使用的窥视孔，也可以用光学高温计通过此窥视孔直接测定上盖表面的温度。)，将温度保持在附图31所示的1200～1700℃范围内。因此，抵达上盖附近的粉尘被熔融除去，可以抑制伴随粉尘的附着使铬或铁的合格率降低。

接着在非吹氧精炼期间内，结束用喷氧枪18吹氧，从盛钢桶13的底部吹入氩气，搅拌浸渍管14内的钢水11。

利用这种方法可以进行残余的精炼反应以及使钢水温度和各成分均匀化。

因此，即使在非吹氧精炼期间内，也能防止钢水搅拌和真空排气装置的浸渍管14内排气造成粉尘在上盖35处的堆积。

待机期间内，停止真空排气装置，使浸渍管14内复压至大气压下，同时使浸渍管14的下端自盛钢桶13内的钢水11中提起，保持在待机状态下。此期间内使用喷嘴44-1和44-2将上盖的表面温度控制在规定温度范围(1200～1700℃)内。

在此待机期间内，使用空气代替上述氧气使燃料气体燃烧，从成本和杜绝耐火材料的氧化损伤的观点来看是有利的。

按照这种方法，即使粉尘例如堆积在上盖35或其四周也能将其熔化，使其流向下方除去，同时还能够有效地防止开始继续吹氧精炼时因受到过分热冲击而使浸渍管14的耐火材料产生热应力造成的损伤。

本发明进行真空脱碳精炼时，用蒸汽喷射器抽出精炼产生的排气，使真空槽内保持在规定的真空度下，用气体冷却器将上述抽出的排气冷却后，供入排气处理系统。

因此，排气中所含的粉尘与排气一起被抽吸通过导管，粉尘在导管内附着、堆积，如附图35所示，有时会妨碍排气的流通。

为了防止进入真空排气导管内的粉尘造成的堵塞，本发明还提供了一种在使真空槽内的真空度维持在规定水平的同时，还能够简单地进行除尘操作的真空精炼装置。

基于附图32～34说明本发明。真空精炼装置10上使用的排气处理装置，如附图所示，在真空槽15的上槽处设置真空排气导管16-1，此导管连接在所说的上槽的导管入口45和冷却排气的气体冷却器55的入口之间。

其实际长度L₀大约15～50米，在真空排气导管16-1路径的中途处设置有捕集排气中粉尘用的集尘罐53，从上槽至集尘罐之间的排气导管结构制成在排气导管中不堆积粉尘的形状。

也就是说，如附图32所示，到达集尘罐53之前的真空排气导管16-1部分由两部分组成，即由从导管入口45以下向上方倾斜，具有倾角(θ₀)处于30°～60°范围内全长约1.5米的上升倾斜段46，和从上升倾斜段46的顶部47以下，向下方以大约45°倾斜角倾斜的全长约1.5米的下降倾斜段48构成。

如果向上倾斜角小于30°，则为了进一步减小排气中粉尘形成的粉末的静止角，到达上升倾斜部分的粉尘不能滑落到真空槽中而依次堆积起来。

倾斜角度超过60°时，由于设备上的限制使设计产生困难。而且，即使倾斜角度超过60°，由于上升到倾斜部分的粉尘下落到真空槽中的效果几乎不变，所以将具有60°的倾斜角作为上限。

所说的真空排气导管的实际长度L₀，是指沿真空排气导管排气方向的长度，是自导管入口至气体冷凝器之间的总长度。

实际长度小于15米时，自真空槽送入气体冷凝器中的排气中粉尘量显著增大，同时排气温度也提高，使冷凝器的负荷加大因而不好。

反之，实际长度超过50米的情况下，加在真空排气装置上的负荷增大到超过限度，难于达到所需的真空度。

在上升倾斜部分46的顶部47附近，相对于上升倾斜部分46倾斜地设置有加热装置49，将堆积在顶部47、上升倾斜部分46或下降倾斜部分48处的粉尘加热熔化，使之能够流下进入真空槽11或集尘罐36之中。

在下降倾斜部分48的下方形成分叉部分50，在此分叉部分50的下部设置有能够自由装卸的集尘罐53，沿着下降倾斜部分48的倾斜导管内表面落下的粉尘等可以滑入集尘罐53之中。

其中如附图33的平面图所示，真空排气导管16-1在分叉部分50处使排气的流动方向改变大约90°，利用排气流动方向和速度的这种变化促进排气中粉尘向集尘罐53中沉降的过程。

此外，在真空排气导管16-1的本体部分，沿着在集尘罐53正上部的分叉50处具有始自下降倾斜部分48的弯曲部分和直线部分，进一步延伸，直到气体冷凝器55的入口为止。

其中，根据需要将从导管入口45至气体冷凝器55入口的真空排气导管16-1的实际长度(L₀)，及倾斜角度(θ₀)设定为任意值。

气体冷凝器55是内部具有冷却板的排气冷却装置，图中没有示出的真空排气装置使之具有能够排出其中气体的结构。在碰撞冷却板或其内壁后失去其速度的排气中的固体颗粒(粉尘)由于滑入呈倒圆锥状的气体冷却器55底部，而可以根据需要将其捕集起来。

罐装卸装置52，如附图34所示，具有端部形成有销孔57的导棒58，通过碟形弹簧59使导棒58上下移动的油压缸60，固定油压缸60用的上法兰63，和通过图中没有示出的导孔使导棒58保持自由移动，以及为连接支撑集尘罐53的法兰62用的固定法兰61。

集尘罐53是近圆筒状的钢制或铸造的带底容器，其上端部设置有支撑法兰62，在支撑法兰62上设置的插入上述罐装卸装置52的导棒58用的导棒插孔，以及在集尘罐53外部相对设置的一对吊装用枢轴54。

其中在集尘罐53的内壁上按照需要包覆有可铸耐火衬里材料。

当集尘罐53中滑落的粉尘量增多的情况下，使用罐装卸装置52取下集尘罐53，可以方便地除去集尘罐53中的粉尘，同时也能够进行分叉部分50四周的清扫等维护操作。

将集尘罐53从真空排气导管16-1上取下时，首先在集尘罐53的枢轴54上安装与吊链65连接的吊钩64，用图中没有示出的吊链支座支撑集尘罐53。然后在此状态下取下支撑法兰62和固定法兰61之间的固定螺栓和螺母等。

进而利用图中没有示出的油压设备使油压缸60工作，一边压缩碟形弹簧59一边压出导棒58。

利用这种方法解除加在销56上的约束力，导棒58就处于销56从插入的销孔57中取出的状态下。

从销孔57中取出销56的同时，使用吊链支座将集尘罐53降下。

利用这种方法，将导棒58从支撑法兰62的导棒插孔62-1上拔出，使集尘罐53完全与真空排气导管16-1脱离之后，可以除去集尘罐53中堆积的含有生铁等的粉尘。

如上所述，本发明的真空排气导管能够有效地抑制粉尘在导管中的堆积，所以真空排气导管内伴随排气的压力损失不会增大，能够维持规定水平的真空度。

在上述装置特征中本发明至少具有一个特征，所以由此能够进行真空精炼装置的稳定操作。实施例实施例1

为了确认本发明一种实施方案，即不锈钢的吹氧精炼方法，在实施例中使用150吨规模的减压吹氧精炼装置进行了试验。

在转炉中精炼了含有〔C％〕0.6～0.7％和〔％Cr〕=10～20％的钢水后，在附图1所示的装置中升温和进行吹氧脱碳。

此时的吹氧速度，无论是升温期还是脱碳精炼期，都将吹氧速度控制在定值下，当〔％C〕=0.3％之前控制在23.3Nm³/h/t的定值下，其后在〔％C〕=0.15～0.05％期间内从23.3Nm³/h/t依次降低到10.5Nm³/h/t定值下，最后当〔％C〕=0.05％时终止吹氧。搅拌用氩气流量在升温期和脱碳精炼期内一律分别保持在4.0和2.7Nl/min/t。

表1和附图4同时示出本发明的实施例和对照例。其中，No1～5是本发明的实施例，而No6～11是对照例。

在No1～5实施例中，如附图4所示，铝升温期的G值和脱碳精炼期的G值，由于都满足上式(1)，所以升温期和脱碳精炼期内铬的氧化量少，而且飞沫的发生量也少。

与此相比，在No6中铝升温期内G值的平均值虽然大于-20，但是却发现升温期内铬产生大量氧化。而且在No7中铝升温期内G值的平均值虽然小于-20，但是据查在升温期间内有时超过-20(最大值-18)，这种情况下也与G值超过-20期间时的情况一样进行氧化。

此外，在No8的脱碳精炼过程中，平均G值(-18)高于-20，此时发现铬过度氧化；在No9中，平均G值(-24)虽然处于-20～-35范围内，但是由于存在超过-20的期间，据发现此期间内铬进行氧化。而且在No10的脱碳精炼期间内，由于存在G值(-37)不足-35的期间，所以虽然铬的氧化得到抑制，但是此期间内飞沫的发生量增大，出现操作性恶化的问题。在No11中，因为升温用铝是升温吹氧期间内一次投入的，所以发现升温期间内铬氧化加剧。

其中在表1(2)内示出的是本发明No4实施例中采用的具体调整脱碳精炼期内G值的方法。也就是说，在钢水中的碳从〔％C〕=0.7％至止吹时的碳含量0.05％这一脱碳过程中，分别求出〔％Cr〕和T，控制真空槽内的P，进而分别将G值调整到表1(2)中所示的数值，用这种方法进行了脱碳精炼。表1(2)中示出上述精炼的推移过程，分别将G值调整到最大-21、最小-25、均值-23，获得了良好的脱碳效果。

                                                                     表1(1)

	No.	Al升温中G值			脱碳精炼期G值			升温用Al投入方法	铬氧化量(kg/t)			飞沫发生	评价
														平均值	最大值	最小值	平均值	最大值	最小值	升温期	脱碳期	合计
		本发明	1	-25	-22	-27	-28		-27	-30	分批												0.2	0.7	0.9	少	○
2	-23							-21				-25	-27	-25	-31	分批	0.3	0.8	1.0	少	○
			3	-22	-20	-24	-25		-23	-29	分批											0.5	0.9	1.4	少	○
4	-22							-21				-23	-23	-21	-25	分批	0.4	1.1	1.5	少	○
			5	-26	-21	-28	-30		-25	-35	分批											0.2	0.4	0.6	少	○
对照例	6							-16				-15	-17	-27	-25	-29	分批	2.4	0.7	3.1	少						×
		7	-21	-18	-23	-24	-22		-26	分批	2.1											0.9	3.0	少	×
	8							-22				-20	-24	-18	-15	-26	分批	0.5	4.6	5.1	少					×
		9	-24	-23	-25	-24	-18		-29	分批	0.3											2.7	3.0	少	×
	10							-22				-21	-25	-29	-26	-37	分批	0.5	0.2	0.7	多量					×
		11	-23	-21	-26	-27	-25		-29	一次	2.7											0.4	3.1	少	×

                                             表1(2)

No.	G	pTorr	TK	％C	％Cr
						1	-21	160	1630	0.7	16.3
2	-22	130	1650	0.5	16.3
						3	-24	80	1670	0.3	16.2
4	-25	30	1690	0.1	16.1
						5	-25	20	1720	0.05	15.9

实施例2

在与实施例1同样的条件下验证了铝升温的同时投入铝和氧化钙的添加效果。

表2和3中示出了本发明的实施例和对照例。No1～12是本发明的实施例。与此相比，No13中W_Cao/W_Al不足0.8，不能促进铝酸钙的生成，因而使炉渣原样处于固态下，结果取样性恶化而且脱碳氧气效率也低。在No14中由于氧化钙过量而使炉渣量增多，结果脱碳期内的氧气射流对脱碳产生阻碍作用。No15和16分别是升温期内浸渍深度不足200mm和超过400mm的实例，不足200mm时取样性恶化且脱碳期内脱碳氧气效率也低。与此相比，超过400mm的情况下，取样性虽好，但是由于槽内炉渣排出不足而导致出现脱碳氧气效率降低(覆盖作用造成的脱碳阻碍)的问题。而且No17和18分别是脱碳期内浸渍深度不足500mm和超过700mm时的实例。浸渍深度不足500mm的情况下，据发现富含Cr₂O₃的炉渣因早期流出管外而使炉渣固化(取样性恶化)和脱碳氧气效率降低；而超过700mm时由于钢水的循环性恶化而出现脱碳效率降低的问题。此外，No19和20是升温期内搅拌用氩气流量不足3.3Nl/min/t和超过4.7Nl/min/t时的实例。氩气流量不足3.3Nl/min/t时，炉渣大量残存在槽内使脱碳氧气效率降低，而超过4.7Nl/min/t的情况下铝酸钙生成量不足使取样性恶化。No21和22是脱碳期搅拌用氩气流量不足1.7Nl/min/t和超过6.0Nl/min/t时的实例。据发现当氩气流量不足1.7Nl/min/t和超过6.0Nl/min/t时，分别导致还原不足和因生成的Cr₂O₃早期流出管外而使脱碳氧气效率降低。

                                                  表2

	No.	Wcao/WAl	浸渍深度(mm)		搅拌用Ar气流量(Nl/min/t)		脱碳期脱碳氧气功率(％)	取样性	评价
										升温期	脱碳期	升温期	脱碳期
			本发明	1	1.0	300								600	4.0	2.7	75	○	○
2	1.4	350					650	3.7	2.3	73	○	○
				3	0.8	300							600	3.9	2.5	71	○	○
4	4.0	300					600	3.8	4.3	70	○	○
				5	1.5	200							600	4.2	2.9	74	○	○
6	1.1	400					650	3.5	3.2	71	○	○
				7	1.7	300							500	3.8	5.4	75	○	○
8	2.6	250					700	4.1	3.1	73	○	○
				9	1.5	350							550	3.3	2.6	70	○	○
10	3.4	300					600	4.7	3.3	72	○	○
				11	1.2	300							600	3.9	1.7	68	○	○
12	1.8	300					550	4.0	6.0	76	○	○

                                                    表3

	No.	Wcao/WAl	浸渍深度(mm)		搅拌用Ar气流量(Nl/min/t)		脱碳期脱碳氧气效率(％)	取样性	评价
										升温期	脱碳期	升温期	脱碳期
			对照例	13	0.6	250								600	3.9	2.6	48	×	×
14	4.5	300					600	4.1	2.9	43	△	×
				15	1.9	50							600	3.8	3.2	44	×	×
16	1.0	450					600	4.2	3.5	42	○	×
				17	2.1	300							400	4.0	2.7	49	×	×
18	1.5	300					800	3.9	3.0	43	○	×
				19	1.3	300							600	2.5	2.7	45	○	×
20	2.1	350					650	5.6	3.3	48	×	×
				21	1.6	300							650	3.5	1.2	34	○	×
22	1.8	300					600	4.0	8.5	49	×	×

实施例3

按照下述实验条件，验证了吹氧脱碳精炼期间向真空槽中加入氧化钙后，加入氧化钙和炉渣厚度之间的关系。

本实施例使用150吨熔炉，在转炉中粗脱碳至〔％C〕=0.7％后，使用这种含有16％铬的不锈钢水进行试验。吹氧速度始终采用24.0Nl/min/t吹氧脱碳到〔％C〕=0.05％为止。而且，吹氧脱碳期间内采用的搅拌用氩气一直是3.3Nl/min/t。

由实验结果发现，如表4所示，在本发明范围内飞沫的产生没有导致操作性能恶化，而且能够维持在高生产率下进行钢水的吹氧脱碳。

                                                  表4

	No.	槽内炉渣(mm)	炉渣组成			飞沫发生	脱碳氧气效率(％)	耐火材料溶损	评价
										(％CaO/％SiO2)	(％Al2O3)	(％Cr2O3)
			本发明	1	350								2.5	21	28	少	76	少	○
2	600	2.3				25	35	少	74	少	○
				3	100							3.1	16	26	少	70	少	○
4	1000	2.7				18	29	少	71	少	○
				5	250							2.1	15	31	少	78	少	○
6	400	2.9				22	35	少	68	少	○
				7	650							1.0	10	38	少	75	少	○
8	500	4.0				23	24	少	72	少	○
				9	350							3.4	5	26	少	76	少	○
10	550	2.5				30	27	少	71	少	○
				11	600							2.4	20	40	少	74	少	○
对照例	12	70				3.1	15	31	大量发生	72	少								○
			13	1200	2.5							18	24	少	34	溶损大	×
	14	300				0.6	24	36	少	71	溶损大							×
			15	250	4.5							21	27	大量发生	72	少	×
	16	600				2.7	3	29	大量发生	74	少							×
			17	750	2.4							38	24	少	70	溶损大	×
	18	450				3.0	19	55	大量发生	71	少							×

                                                               表5

实施例No.		1	2	3	4	5
							高碳浓度区	h/H	0.3	0.4	0.1	0.6	0.2
惰性气体流量*Nl/min	1.7	1.9	1.8	1.6	0.3
						低碳浓度区		氧气流量的减少速度*Nm3/h/min	6.7	7.1	5.2	2.6	3.1
浸渍管深度H的增减	有	有	有	有	有
							①飞沫发生状况		○	○	○	○	○
②脱碳氧气效率％高碳浓度区低碳浓度区		7472	7171	7170	7069	7570
							③真空槽～盛钢桶间的凝固附着		无	无	无	无	无
④生产率铬损失		○	○	○	○	○
							综合评价①～④		○	○	○	○	○

(^*表示相当于处理1吨钢的量)

                                                        表6

实施例No.		6	7	8	9
						高碳浓度区	h/H	0.3	0.2	0.2	0.6
惰性气体流量*Nl/min	4.0	1.9	2.3	2.1
					低碳浓度区		氧气流量的减少速度*Nm3/h/min	5.6	0.6	12.5	6.1
浸渍管深度H的增减	有	有	有	有
						①飞沫发生状况		○	○	○	○
②脱碳氧气效率％高碳浓度区低碳浓度区		7172	7268	7176	7771
						③真空槽～盛钢桶间的凝固附着		无	无	无	无
④生产率铬损失		○	○	○	○
						综合评价①～④		○	○	○	○

(^*表示相当于处理1吨钢的量)

                                                             表7

对照例No.		1	2	3	4	5
							高碳浓度区	h/H	0.06	0.8	0.2	0.3	0.3
惰性气体流量*Nl/min	1.9	1.8	0.15	5.5	2.2
						低碳浓度区		氧气流量的减少速度*Nm3/h/min	6.6	5.9	5.7	6.3	0.2
浸渍管深度H的增减	有	有	有	有	有
							①飞沫发生状况		○	○	○	○	○
②脱碳氧气效率％高碳浓度区低碳浓度区		4371	4570	3833	4269	7331
							③真空槽～盛钢桶间的凝固附着		无	无	无	无	无
④生产率铬损失		○	○	○	○	○
							综合评价①～④		×	×	×	×	×

(^*表示相当于处理1吨钢的量)

                                                                表8

对照例No.		6	7
				高碳浓度区	h/H	0.2	0.2
惰性气体流量*Nl/min	1.4	2.0
			低碳浓度区		氧气流量的减少速度*Nm3/h/min	16.2	6.6
浸渍管深度H的增减	有	有
				①飞沫发生状况		○	○
②脱碳氧气效率％高碳浓度区低碳浓度区		7078	7172
				③真空槽～盛钢桶间的凝固附着		无	无
④生产率铬损失		×	○
				综合评价①～④		×	×

(^*表示相当于处理1吨钢的量)实施例4

在和实施例1同样条件下就高碳浓度区和低碳浓度区内的脱碳精炼进行了详细试验。

实验结果示于表5～表8之中。

其中，附图15～17是浸渍比(h/H)、惰性气体流量(N)和氧气流量的减小速度(R)分别与脱碳氧气效率之间的关系图。气流量的减小速度(R)分别与脱碳氧气效率之间的关系图。

如附图15和16所示，通过使浸渍比(h/H)和惰性气体流量(N)分别维持在0.1～0.6和0.3～4.0Nl/min/t，可以使脱碳氧气效率处于65％以上。

而且如附图17所示，通过使氧气流量的减小速度(R)处于0.6～12.5Nm³/h/t/min范围内，未引起生产率降低，而且能够使脱碳氧气效率保持在65％以上。其中，附图17的斜线部分表示精炼处理中的全部处理时间等延长，并导致生产率恶化的区域。

例如，实施例No1表示：在高碳浓度区内，在使氧气流量处于3～25Nm³/h/t范围内的同时，如表5所示，通过使浸渍比(h/H)和惰性气体流量(N)分别维持在0.3和1.7Nl/min/t，进而在低碳浓度区域内使氧气流量(Q)以每分钟6.7Nm³/h/t的速度减少，改变浸渍管14的浸渍深度(h)进行操作。

因此，如表5和6中结果栏(1)～(4)所示，例如在实施例No1中得到了以下结果：(1)飞沫产生状况少，为优良(○)；(2)脱碳氧气效率在高碳浓度区和低碳浓度区分别为74％和72％，高于生产管理上必须的规定水平(65％)，效率更高；而且(3)在真空槽和盛钢桶之间无附着凝固现象；(4)铬损失低于规定水平的良好结果(○)。

因此实施例No1中上述(1)～(4)中各条件都满足，因而综合评价判定为良好(○)。

按照这种方式，在实施例No1～9中通过适当调整和维持脱碳精炼的各种条件，都得到了综合评价为(○)的结果。

另一方面，表7和8是表示采用处于本发明范围之外实验条件的对照例No1～8，其综合评价结果均为不良(×)。

其中，对照例No1是浸渍比(h/H)设定在本发明范围(0.1～0.6)之外的数值0.06的实例，这种情况下高碳浓度区的脱碳氧气效率为43％，低于作为脱碳氧气效率是否良好的标准65％。

此外，对照例No2是将氧气流量(Q)设定在高于本发明范围3～25Nm³/h/t之外的数值上，此时高碳浓度区内脱碳氧气效率低达45％。

对照例No3是使惰性气体流量(N)设定在本发明范围(0.3～4.0Nl/min/t)之外的0.15Nl/min/t时的实例，此时高碳浓度区内脱碳氧气效率进一步降低到38％。

对照例No4是将高碳浓度区内氧气流量设定在低于本发明范围(3～25Nm³/h/t)数值上的实例，此时高碳浓度区内脱碳氧气效率降低到42％，评定为不良。

对照例No5是将低碳浓度区内氧气流量的减少速度(R)设定在本发明范围(0.5～12.5Nm³/h/t/min)之外的数值0.2Nm³/h/t/min的实例，此时低碳浓度区内脱碳氧气效率降低到31％。

对照例No6是将低碳浓度区内氧气流量的减少速度(R)设定在高于本发明范围(0.5～12.5Nm³/h/t/min)的数值16.2Nm³/h/t/min的实例，此时铬损失等不能无视，而且将显著降低生产率。

最后给出的对照例No7表示在低碳浓度区内固定真空槽浸渍管14的浸渍深度(h)下进行试验的实例，在盛钢桶13内壁和浸渍管14外壁的钢水面上附着有炉渣12，在二者间产生的附着凝固成为生产障碍。实施例5

使用150吨规格的真空精炼装置进行了脱气处理。表9示出本发明的实施例，表10示出的是对照例。

表9示出的本发明实施例(No1～14)与表10的对照例(No15～26)都是使用转炉将含有5％以上(主要是10～20％)铬浓度的不锈钢粗钢水脱碳至0.7％以后，在真空下进行吹氧脱碳精炼及30～60分钟的脱气处理。本发明实施例中不同试验钢种的最终目的碳浓度范围均为0.002％(20ppm)以下。其中，吹氧脱碳精炼时氧气的喷吹速度均为20Nm³/h/t。

在对照例No15中，停止吹氧时虽然将〔％C〕定为0.012％(小于0.02％)，但是却使吹氧时铬的氧化量加大。在对照例No16的情况下，尽管使停止吹氧时的〔％C〕为0.125％(大于0.1％)，但是却导致目的碳浓度增大，不能在规定的处理时间范围内制造规定的不锈钢。对照例No17是在停止吹氧时真空度比本发明条件更高的真空度下进行的，所以脱碳处理因脱气处理时氧量不足而不能顺利进行。对照例No18是在停止吹氧时真空度比本发明条件更低的真空度下进行的，因铬的氧化量增大而不好。

对照例No19中使脱气处理时达到的真空度为12乇，由于达到平衡时的数值增高，所以达到的〔％C〕加大。对照例No20中虽然使脱气处理时的再吹氧量减少，但是由于脱气时钢水中氧量不足，使脱碳处理不能顺利进行，结果达到的〔％C〕加大。对照例No21中虽然使再吹氧量加大，但是过量氧可以使铬氧化。

对照例No22表示将再吹氧时的真空度提高到高于本发明条件的高真空下的实例，由于钢水中应当溶解的氧气量不足，使脱碳速度降低，达到的〔％C〕加大。对照例No23中由于再吹氧时的真空度处于低于本发明条件的低真空下，所以铬产生氧化。对照例No24是表示使作为搅拌用气体一种实例的氩气量低于本发明条件的实例，由于钢水的搅拌不能充分进行，所以达到的〔％C〕值加大。对照例No25是使作为氩气量高于本发明条件的实例，因为气体对耐火材料的冲击加剧，而使耐火材料的损伤加大。此外，对照例No26表示槽内残留的炉渣量加大的情况，由于不能充分确保作为脱碳反应主要区域的自由表面，使脱碳反应速度减小，因而使达到的〔％C〕值加大。

                                                                       表9

	No.	止吹时[C][％]	止吹时真空度(Torr)	到达真空度(Torr)	再吹氧量(Nm3/t)	再吹时真空度(Torr)	搅拌用Ar气流量(Nl/min/t)	槽内残留炉渣量(t/m3)	脱碳速度常数(l/min)	到达[C](ppm)	耐火材料损耗状况	吹氧时铬氧化量	评价
														本发明	1	0.025	50	1.5	1.9	15	5.5	0.35	0.19	7	小	小	◎
2	0.034	65	2.0	2.5	23	6.1	0.42	0.17	9	小	小	◎
													3		0.01	45	2.5	1.5	27	6.3	0.28	0.11	9	小	小	◎
4	0.10	75	1.0	2.3	18	4.8	0.35	0.14	11	小	小	◎
													5		0.041	10	2.3	1.8	8	5.2	0.44	0.15	12	小	小	◎
6	0.029	100	0.9	2.8	25	6.6	0.38	0.12	8	小	小	◎
													7		0.031	35	5.0	3.3	22	5.9	0.41	0.13	11	小	小	◎
8	0.043	60	1.1	0.3	19	3.9	0.45	0.11	9	小	小	◎
													9		0.051	65	3.4	5.0	26	6.8	0.22	0.13	12	小	小	◎
10	0.032	45	2.9	2.1	5	5.2	0.19	0.15	11	小	小	◎
													11		0.036	40	1.6	3.9	30	4.9	0.25	0.14	13	小	小	◎
12	0.024	25	0.8	1.7	17	2.5	0.36	0.11	8	小	小	◎
													13		0.037	15	1.4	4.1	20	8.5	0.28	0.12	10	小	小	◎
14	0.028	20	2.1	2.4	9	5.0	1.2	0.12	11	小	小	◎

                                                                       表10

	No.	止吹时[C][％]	止吹时真空度(Torr)	到达真空度(Torr)	再吹氧量(Nm3/t)	再吹时真空度(Torr)	搅拌用Ar气流量(Nl/min/t)	槽内残留炉渣量(t/m3)	脱碳速度常数(l/min)	到达[C](ppm)	耐火材料损耗状况	吹氧时铬氧化量	评价
														对照例	15	0.012	15	3.5	2.2	15	6.3	0.36	0.10	17	小	大	×
16	0.125	75	2.6	1.7	21	5.9	0.24	0.06	89	小	小	×
													17		0.031	7	0.6	2.9	10	4.5	0.19	0.03	96	小	小	×
18	0.039	125	3.2	1.3	18	3.9	0.45	0.12	15	小	大	×
													19		0.041	25	12	3.6	21	4.6	0.23	0.07	104	小	小	×
20	0.036	30	2.2	0.2	20	6.4	0.35	0.05	83	小	小	×
													21		0.045	25	2.6	6.7	16	6.6	0.38	0.13	13	小	大	×
22	0.052	45	3.3	3.4	3.5	7.3	0.24	0.04	79	小	小	×
													23		0.027	20	3.5	2.6	50	7.5	0.22	0.11	17	小	大	×
24	0.036	20	1.6	1.6	13	1.8	0.31	0.03	87	小	小	×
													25		0.026	25	2.7	2.3	19	12.5	0.44	0.14	11	大	小	×
26	0.043	35	3.9	1.9	23	6.6	1.45	0.04	74	小	小	×

实施例6

使用175吨规格的真空脱气装置进行了实验。在转炉中精炼制成〔％C〕大约0.7％、〔Cr％〕5％以上(主要是10～20％)的钢水后，在附图1所示的真空精炼装置中进行吹氧脱碳精炼到〔％C〕=0.01％。停止吹氧后从底部仅用惰性气体搅拌，经过30分钟脱气处理使〔％C〕达到20ppm以下。

表11与对照例同时示出的是脱气期内本发明实施例。试验No5中K值超过3.5，气泡活性表面的面积和搅拌强度都保持得充分，而且达到的〔％C〕也低，但是由于喷吹气体的供给量增大而促进了耐火材料的消耗，因而不实用。

表11说明，本发明根据吹氧期间内适当控制氧气的供给速度和浸渍管内钢水的搅拌状态所取得的效果，使铬的氧化损失减小，而且在脱气期间通过保持气泡的活性表面积和表面搅拌强度，能够有效地精炼高纯度不锈钢，是一种优良的冶炼方法。

                                                    表11

	No.	K值	气泡活性表面在钢水总表面积中的占有率(％)	处理前碳浓度(ppm)	处理后碳浓度(ppm)	耐火材料损耗状况	评价
								本发明	1	2.4	85	100	8	○	◎
2	0.5	80	102	10	○	◎
							3		3.5	85	104	6	○	◎
4	3.1	10	105	12	○	◎
							对照例		5	4.5	85	111	7	×	×
6	0.2	75	101	40	○	×
								7	2.7	7	106	37	○	×
VOD	8	-	-	104	45	△									×

实施例7

本发明按照以下方法进行了真空精炼和脱气处理后添加还原用铝的实验。

在实施例中使用150吨规格的真空精炼装置进行了处理。经转炉炼出的含有5％以上(主要是10～20％)铬浓度的不锈钢粗钢水，在真空下经过吹氧脱碳精炼及脱气处理后，回收吹氧时生成的Cr₂O₃。其中，还原时间一律是5分钟。

表12中同时示出本发明实施例与对照例。

No1～9是本发明的实施例。与此相比，No10是投入还原用铝时搅拌用氩气流量低于0.1Nl/min/t，这种情况下钢水侵入多孔塞中，妨碍以后的还原。而且No11是投入铝时氩气流量过量的实例，此时投入铝后立即产生爆沸现象。而No12是还原时的真空度处于高于400乇以上的高真空度下的实例，此时也发现产生爆沸现象。此外，No13和14是铝投入后搅拌用氩气流量不足5Nl/min/t或高于10Nl/min/t的实例；氩气流量不足5Nl/min/t时发现发现Cr₂O₃回收率降低，而反之高于10Nl/min/t时发现氮气的吸收加大。另外，No15是在盛钢桶上部发现附着含有Cr₂O₃炉渣时，在真空槽浸渍在钢水中的状态下直接投入铝的实例，据发现此时Cr₂O₃的回收率大幅度降低。

                                                                        表12

	No.	还原用Al投入时Ar流量(Nl/min/t)	还原用Al投入时真空度(Torr)	Al投入后Ar流量(Nl/min/t)	爆沸	Al投入时真空槽的状态	含有Cr2O3炉渣在盛钢桶上部内壁附着固化	[N]吸收(ppm)	Cr2O3回收率(％)	评价
											本发明	1	0.3	450	8.0	无	浸渍在钢水中	无	3	97	○
2	0.5	600	5.7	无	浸渍在钢水中	无	2	96	○
										3		0.1	550	7.5	无	浸渍在钢水中	无	2	96	○
4	3.0	630	8.2	无	浸渍在钢水中	无	3	97	○
										5		0.8	760	7.6	无	浸渍在钢水中	无	4	95	○
6	2.4	400	7.5	无	浸渍在钢水中	无	1	97	○
										7		1.3	500	5.0	无	浸渍在钢水中	无	2	95	○
8	0.9	650	10.0	无	浸渍在钢水中	无	3	98	○
										9		1.7	760	8.3	无	上升	有	4	96	○
对照例	10	0.05	560	Ar不流动*	无	浸渍在钢水中	无	1	34												×
										11	4.2	450	8.5	有	浸渍在钢水中	无	5	65	×
	12	0.8	200	7.4	有	浸渍在钢水中	无	1	63											×
										13	0.4	480	3.5	无	浸渍在钢水中	无	3	73	×
	14	0.6	550	12.9	无	浸渍在钢水中	无	15	98											×
										15	0.3	760	7.8	无	浸渍在钢水中	有	2	65	×

^*)由于钢水浸入多孔塞的问题出现，所以Ar不流动。实施例8

按照下述方式实施属于本发明的不锈钢真空精炼用真空槽浸渍管的保护方法。

首先在转炉中熔制含有13重量％铬、0.7重量％碳和0.03～0.20重量％硅的150吨(t)钢水，将钢水转入盛钢桶13之中。

转移钢水时，将从转炉中流出的炉渣调整到大约1000kg(含有30重量％二氧化硅)，进而在附图1所示的真空精炼装置10中进行脱碳精炼，脱气精炼，然后进行了还原精炼。

接着，为了调整炉渣和促进还原精炼，CaO和金属铝的添加方式如下：在脱气精炼时，分2～3批加入CaO；在开始还原精炼时以及还原精炼过程中，分2～3批加入金属铝。

其中，表13中使用的No1～4炉渣，氧化钙调整到8～18kg/t，换算为Al₂O₃的金属铝为6～18kg/t。尤其是No4炉渣中，从转炉中流入的炉渣约为1.5倍，炉渣组成中的二氧化硅量增加。

进而用调整到表13所示组成的炉渣浸渍距浸渍管14下端500mm处一次，浸渍形成厚度30mm的涂层，进而重复此涂覆操作和待机及减压精炼操作，进而将其与过去没有炉渣涂层的情况做了比较。

就浸渍管的适用次数而言，与未施涂层的状态相比，本发明因钢水和炉渣熔损和热负荷造成的剥落减少，使用次数能够延长1.5倍。

而且由于这种浸渍管使用次数的增加，可以大幅度降低成本；如果将传统浸渍管的耐火成本定为1，则本发明的耐火成本大约降低到0.6，成本降低了40％。

此外，用于涂覆的炉渣是能够有效地促进减压下精炼装置的脱碳精炼、脱气精炼和还原精炼反应(尤其是还原精炼反应)的添加物和生成物，利用这种物质可以获得保护浸渍管耐火材料和促进精炼的协同效果，具有能够同时提高精炼效率和浸渍管寿命以及降低耐火材料成本的效果。

利用反复浸渍和待机操作数次的方法进行数次涂覆，即使形成的涂层厚度仅有60mm也能得到大体上相同的结果，但是通过进行数次涂覆后再使用时，能够防止高温钢水和炉渣造成的剥落损耗，可以得到更好的结果。

                                                     表13

No.	1	2	3	4
					CaO(wt％)	50.0	37.0	22.0	48.0
SiO2(wt％)	7.0	10.0	17.0	25.0
					Al2O3(wt％)	35.0	41.0	48.0	17.0
Cr2O3(wt％)	2.0	5.0	6.0	4.0
					MgO	5.5	6.0	6.0	5.0
FeO+Fe2O3合计(wt％)	0.5	1.0	1.0	1.0
					Al2O3+CaO总量(wt％)	85.0	78.0	70.0	65.0
Al2O3/CaO	0.70	1.11	2.18	0.35

实施例9

本发明在附图24所示的装置中进行了以下试验。

其中，表14和15所示的实施例No1～6，是将相当于侧壁部的扩径部分36的内径D_L和内截面积S_L(m²)、扩径部分的长度A、喷吹氧气的距离L、内径D_S的缩径段37的截面积S_S(m²)等真空脱碳精炼条件设定成各种数值，进行真空脱碳精炼时获得的结果。

如同表所示，在将规定真空精炼中真空槽15几何形状的(D_L/L)和(S_S/S_L)的比值分别设定为0.5～1.2和0.5～0.9范围内的实施例No1～6中，真空槽内生铁的附着以及钢水表面正上部(火点正上部)水平位置对应的耐火材料的熔损分别微小(无)，耐火材料成本处于维持在表中○符号所示水平的状态下，因而评价结果良好(○)。

其中，脱碳氧气效率是指供给脱碳反应的氧气量与由喷氧枪供给的氧气总量之比；实施例No1～6中脱碳氧气效率为68～78％水平。

而且，所谓均一混合时间是表示真空精炼时钢水11搅拌程度的指标，例如钢水中投入标记金属等后利用该金属元素的浓度达到一致或一定时所需时间表示的数值；在实施例No1～6中处于38～51秒范围内。

顺便指出，表16中的对照例No1～4表示上述的(D_L/L)和(S_S/S_L)比值对处于适用范围之外的实例。对照例No1中(D_L/L)比值为处于适用范围之外的0.4，因为与钢水表面上部水平位置对应的耐火材料熔损大而评价为不良(×)。

对照例No2中(D_L/L)比值为处于适用范围之外的1.5，由于喷吹的氧气喷吹钢水表面的力量小，使脱碳反应大幅度降低而评价为不良(×)。

对照例No3中(S_S/S_L)比值为0.4，低于适用范围，所以排气通路阻力增大，使真空度恶化，因而评价为不良(×)。

对照例No4中(S_S/S_L)比值为1.0，大于适用范围，所以真空槽内生铁的附着量增大，评价为不良(×)。

                                                         表14

实施例No.			1	2	3	4
							真空脱碳精炼条件面积单位m2	扩径段	长度A内径DL内部截面积SL	230021003.46	230021003.46	230021003.46	230021003.46
氧气喷吹距离L		2625	2334	2334	3000
						缩径段内部截面积SS		2.76	2.42	1.86	2.76
DL/L		0.8	0.9	0.9	0.7
						SS/SL		0.8	0.7	0.54	0.8
扇形遮挡体设置个数间隔mm		0-	0-	0-	0-
						真空脱碳精炼结果	真空槽内生铁付着		无	无	无	无
钢水表面正上方的耐火材料溶损		无	无	无	无
							脱碳氧气效率％		75	78	68	75
均匀混合时间		45秒	43秒	51秒	38秒
							耐火材料成本		○	○	○	○
综合评价		○	○	○	○

                                                           表15

实施例No.			5	6	7
						真空脱碳精炼条件面积单位m2	扩径段	长度A内径DL内部截面积SL	230021003.46	230021003.46	230021003.46
氧气喷吹距离L		4200	1750	2330
					缩径段内部截面积SS		3.11	2.76	3.46
DL/L		0.5	1.2	0.9
					SS/SL		0.9	0.8	1.0
扇形遮挡体设置个数间隔mm		0-	0-	3150
					真空脱碳精炼结果	真空槽内生铁付着		无	无	无
钢水表面正上方的耐火材料溶损		无	无	无
						脱碳氧气效率％		74	73	76
均匀混合时间		42秒	46秒	46秒
						耐火材料成本		○	○	○
综合评价		○	○	○

                                                            表16

对照例No.			1	2	3	4
							真空脱碳精炼条件面积单位m2	扩径段	长度A内径DL内部截面积SL	230021003.46	230021003.46	230021003.46	230021003.46
氢气喷吹距离L		5250	1400	3500	2625
						缩径段内部截面积SS		2.76	2.76	1.38	3.46
DL/L		0.4	1.5	0.6	0.8
						SS/SL		0.8	0.8	0.4	1.0
扇形遮挡体设置个数间隔mm		0-	0-	0-	0-
						真空脱碳精炼结果	真空槽内生铁附着		无	无	无	大
钢水表面正上方的耐火材料溶损		大	无	无	无
							脱碳氧气效率％		72	70	38	75
均匀混合时间		72秒	70秒	38秒	75秒
							耐火材料成本		×	×	○	○
综合评价		×	×	×	×

实施例10

按照下述方法进行了本发明吹氧时喷嘴的喷吹实验。

实施例1～7由于是分别在表17和18所示设定的真空下吹氧脱碳精炼条件进行真空精炼的，并且示出了实验结果(生铁附着、耐火材料损伤状态及其评价)。

其中，上盖部分表面温度标识各期间的平均温度(℃)，在吹氧时从喷嘴吹入气体一栏内表示向附图24和30中所示的喷嘴44-1和44-2供给气体的种类。

例如，实施例No1表示将喷嘴端距离L、喷嘴喷射角度θh分别设定在2.3米和50°，同时使用喷嘴44-1和44-2，将吹氧精炼期间、非吹氧精炼期间和待机期间的上盖部分表面温度分别控制在平均1520℃、1500℃和800℃下进行真空吹氧脱碳精炼的实例。

因此，实施例No1中上盖部分35没有生铁附着，耐火材料损耗很少，其综合评价为良好(○)。

在实施例No1～7中，通过使用喷嘴16、17将吹氧时(吹氧精炼期间)和非吹氧时(非吹氧精炼期间)的上盖部分温度维持在规定的1200～1700℃范围内，可以得到没有生铁附着而且耐火材料损耗很少的结果(○)。

顺便指出，表19所示的对照例No1～4，是吹氧时(吹氧精炼期间)和非吹氧时(非吹氧精炼期间)上盖部分温度都维持在规定的1200～1700℃范围之外的实例，两种情况下都有生铁附着，或者耐火材料损耗加剧，结果显示不良(×)。

例如，对照例No1表示将喷嘴末端距离L、喷嘴喷射角度θh分别设定在3.5米和65°，同时将吹氧精炼期间、非吹氧精炼期间和待机期间上盖部分表面温度分别控制在平均1150℃、1100℃和800℃下进行真空吹氧脱碳精炼的实例。

这种情况下如表19所示，由于喷嘴末端距离大而且位置低，所以上盖部分35的温度比规定范围降低，上盖部分35处生铁的附着量增大。

                                                             表17

实施例No.		1	2	3	4
						真空下吹氧脱碳精炼条件	吹氧时上盖部分表面温度(℃)	1520	1560	1610	1520
非吹氧时上盖部分表面温度(℃)	1500	1480	1470	1500
					待机时上盖部分表面温度(℃)		800	1200	1200	1200
喷嘴前端距离L(m)	2.3	1.8	2.1	1.5
					喷嘴喷射角度θh(°)		50	55	45	47
吹氧时喷嘴喷吹的气体	氧气+LPG	氧气+LPG	氧气+LPG	氧气+LPG
					结果		生铁附着	无	无	无	无
耐火材料损耗	少	少	少	少
						评价	○	○	○	○

                                                   表18

实施例No.		5	6	7
					真空下吹氧脱碳精炼条件	吹氧时上盖部分表面温度(℃)	1520	1700	1530
非吹氧时上盖部分表面温度(℃)	1500	1200	1300
				待机时上盖部分表面温度(℃)		1200	800	1200
喷嘴前端距离L(m)	2.5	0.3	3.0
				喷嘴喷射角度θh(°)		47	20	90
吹氧时喷嘴喷吹的气体	氧气+LPG	氧气+LPG	氧气+LPG
				结果		生铁附着	无	无	无
耐火材料损耗	少	少	少
					评价	○	○	○

                                                表19

对照例No.		1	2	3	4
						真空下吹氧脱碳精炼条件	吹氧时上盖部分表面温度(℃)	1150	1760	1505	1625
非吹氧时上盖部分表面温度(℃)	1100	1495	1080	1810
					待机时上盖部分表面温度(℃)		800	1200	1200	1200
喷嘴前端距离L(m)	3.5	2.4	2.2	0.2
					喷嘴喷射角度θh(°)		65	100	10	70
吹氧时喷嘴喷吹的气体	氧气+LPG	氧气+LPG	氧气+LPG	氧气+LPG
					结果		生铁附着	大	无	大	无
耐火材料损耗	少	大	少	大
						评价	×	×	×	×

实施例11

就附图32所示的本发明真空排气导管进行了以下试验。

表20示出了改变真空排气导管16-1上升倾斜部分46的倾斜角度(θ。)和真空排气导管16-1的实际长度(L。)等操作条件，这种条件下进行真空精炼时分别得到各自结果的实施例No1～4。

表20中的实施例No1，表示使倾斜角度(θ。)和实际长度(L。)分别为45°和22m，将集尘罐53(生铁罐)设置在下降倾斜部分48的下方，经过5日真空精炼操作的实例。

如操作结果栏所示，此时在导管入口部分45的粉尘附着状况少，粉尘附着没有造成气体冷凝器55损伤，到达的真空度能够保持在0.5乇，所以评价为良好(○)。

从其他实施例No2～4的结果也可以看出，通过将倾斜角度(θ。)和实际长度(L。)分别设定为规定值，并设置生铁罐53，都能够得到良好的评价结果(○)。

其中，表21表示与上述实施例对比的对照例1～4。

例如，表21的对照例No1和2分别将上升倾斜部分46的倾斜角度(θ。)设定在处于30°～60°之外的15°和0°的实例，其导管入口处的粉尘堆积量增大，真空排气导管16-1内的压力损失增加，到达的真空度水平分别为35乇和45乇，评价结果为不良(×)。

此外，对照例No3表示没有设置生铁罐的实例，据查：此时导管入口部分45处粉尘堆积量虽少，但是由于不能捕集越过上述倾斜部分46顶部47流入的粉尘而达到气体冷凝器55中，所以这种损伤加大而且到达的真空度也处于40乇水平上。

对照例No4是使真空排气导管16-1的实际长度(L。)为6米，处于适用范围(15～50米)之外的实例，这种情况下尽管设置有集尘罐53，但是由于实际长度(L。)短，所以流入气体冷凝器55中的粉尘量增加，气体冷凝器55的损伤增大。

                                                  表20

实施例No.		1	2	3	4
						操作条件	上升倾斜段倾斜角度θ0	45°	60°	30°	40°
真空排气导管实际长度L0	22m	25m	20m	15m
					生铁罐的有无		有	有	有	有
操作结果	导管进口部分生铁附着状况	少	少	少							少
					气体冷却器损伤	无	无	无	无
	到达真空度Torr	0.5	0.8	0.9						1.0
					评价	○	○	○	○

                                                 表21

对照例No.		1	2	3	4
						操作条件	上升倾斜段倾斜角度θ0	15°	0°	45°	50°
真空排气导管实际长度L0	19m	23m	25m	6m
					生铁罐的有无		有	有	有	有
操作结果	导管进口部分生铁附着状况	堆积大	堆积大	少							少
					气体冷却器损伤	无	无	损伤大	损伤大
	到达真空度Torr	35	45	40						45
					评价	×	×	×	×

产业上利用的可能性

本发明的直桶形真空精炼方法，通过在铝升温期内使真空槽内压力调节到最佳值，进而在吹氧脱碳期内继续调整炉渣成分，并根据碳浓度供给最适宜氧气流量，可以抑制铝升温期内铬的氧化损失，并且提高吹氧脱碳期内的脱碳氧气效率，同时即使在高碳浓度区也能够防止真空槽浸渍管内产生飞沫和浸渍部分被炉渣附着，所以作为钢水的精炼方法具有极大的工业效果。

Claims (20)

1、一种钢水的真空脱碳精炼方法，其特征在于使用具有单脚直桶形浸渍管的真空槽构成的真空精炼装置，对盛钢桶内碳浓度处于1.0～0.01重量％范围内的钢水进行真空脱碳精炼时，对浸渍在上述钢水内的上述真空槽内部减压，使钢水在该真空槽的钢水浸渍管内上升，从穿过上述真空槽的上盖部分的插入孔升降自如地设置的顶吹氧枪，以3～25标米³/小时/吨钢范围内的流量喷吹氧气，同时以0.3～10标升/分钟/吨钢范围内的流量从盛钢桶底部喷吹惰性气体，进而在上述钢水中碳浓度处于0.3～0.1重量％范围内的临界碳浓度以上的高碳浓度区，通过将下式(1)中G值控制在-35～-20范围内，控制槽内真空度，进行吹氧脱碳精炼，接着在上述吹氧脱碳精炼后进行脱气处理。

G=5.96×10^-3×T×ln(P/P_CO)    …(1)其中，

P_CO=760×〔10^{(-13800/T+8.75)}〕×〔％C〕/〔％Cr〕…(2)

P＜760式中，

T：钢水温度(K)

P：槽内真空度(乇)。

2、按照权利要求1所述真空脱碳精炼方法，其中从上述盛钢桶底部喷吹的惰性气体的量，在上述临界碳浓度以上的高碳浓度区处于0.3～4标升/分钟/吨钢范围内，而在上述临界碳浓度以下低碳浓度区处于4(不含4)～10标升/分钟/吨钢范围内。

3、按照权利要求1或2所述真空脱碳精炼方法，其中在上述吹氧脱碳精炼进行前的工序铝升温期内，向上述盛钢桶中注入上述钢水，将上述真空槽的浸渍管浸渍在所说的钢水中，同时控制上述真空槽内气氛气体的真空度P，使上式(1)中的G值小于-20，进而在真空度控制下向真空槽内加入铝，从上述喷枪中吹氧，通过使铝进行氧化反应使钢水升温。

4、按照权利要求1～3中任何一项所述真空脱碳精炼方法，其中从上述升温期开始至吹氧脱碳期内向槽中投入生石灰，相对于上述升温用铝加入量(W_Al(kg))的生石灰投入量为0.8～4.0W_Al(kg)，同时使上述升温期内上述浸渍管在钢水中的浸入深度达200～400mm。

5、按照权利要求1或2所述真空脱碳精炼方法，其中在上述吹氧脱碳期内使从上述盛钢桶低部吹出的气泡活性面积占钢水全部表面积的10％以上，而且占氧气喷吹面的100％以上，在这样的条件下喷吹惰性气体搅拌钢水。

6、按照权利要求1、2或4所述真空脱碳精炼方法，其中在上述吹氧脱碳期的高碳浓度区内，向上述真空槽中一次或分批投入生石灰，按照换算成静止状态下计使上述浸渍管内的钢水表面形成100～1000mm厚度的炉渣。

7、按照权利要求1或2所述真空脱碳精炼方法，其中在上述吹氧脱碳期的高碳浓度区内，使上述浸渍管的浸渍部分在钢水中的浸渍深度处于500～700mm范围内。

8、按照权利要求1、2、5或7所述真空脱碳精炼方法，其中在上述吹氧脱碳期的低碳浓度区内，按照每分钟减少0.5～12.5标米³/小时/吨钢的速度降低上述氧气流量，同时上述浸渍管的浸渍深度h相对于钢水的深度H以h/H=0.1～0.6范围内的速度不断减少，在这种情况下进行吹氧脱碳。

9、按照权利要求1或3所述真空脱碳精炼方法，其中在上述脱气期内，停止从上述喷枪吹氧时使上述真空槽内的真空度处于10～100乇范围内，将上述浸渍管内的炉渣量调整到相当于浸渍管内径几何截面积的1.2吨/米²以下，同时将下式(3)求出的K值控制在0.5～3.5范围内，从盛钢桶底部喷吹惰性气体搅拌钢水，以此方式进行脱气处理。

K=log(S·H_V·Q/P)    …(3)

式中，K：表示气泡活性表面搅拌强度的指标

S：气泡活性表面积(m²)

H_V：惰性气体的喷吹深度(m)

Q：喷吹惰性气体的流量(标准升/分钟/吨钢)

P：槽内真空度(乇)

10、按照权利要求1或2所述真空脱碳精炼方法，其中在上述脱气处理后，用铝进行金属氧化物还原处理时，在所说的铝还原期内向钢水中投入还原用铝的同时，使投入铝的过程中从低部通入的搅拌用惰性气体流量处于0.1～3.0标准升/分钟/吨钢范围内，使槽内真空度处于400乇以下，当上述还原用铝之投入终止后使槽内的真空度复压到大气压下，然后提升真空槽，同时使搅拌用惰性气体流量控制在5～10标准升/分钟/吨钢范围内，还原吹氧过程中生成的金属氧化物，以回收金属元素。

11、按照权利要求1所述真空脱碳精炼方法，其中在上述脱气处理后，用铝进行金属氧化物还原处理时，在所说的铝还原期内将上述真空槽内的气氛气体压力复压到大气压下，在提升所说的真空槽的同时向钢水中投入还原用铝，控制所说的铝投入期间内搅拌用惰性气体流量，使之处于0.1～3.0标准升/分钟/吨钢范围内，进而在上述还原用铝投入终止后立即将搅拌用惰性气体流量控制在5～10标准升/分钟/吨钢范围内，还原吹氧时生成的金属氧化物，回收金属元素。

12、按照权利要求1所述真空脱碳精炼方法，其中在上述脱气处理或铝还原处理终止后，精炼终止时将炉渣的组成调整到含有(按照重量％计)55～90％Al₂O₃和CaO,10％以下Cr₂O₃、7～25％SiO₂、余量是FeO、Fe₂O₃和MgO中一种或两种以上共占2～10％，而且将Al₂O₃/CaO调整到0.25～3.0范围内，将经过这样调整的炉渣涂覆在上述脱碳精炼后的精炼装置的浸渍管表面上。

13、按照权利要求1～12中任何一项所述真空脱碳精炼方法，其中在上述吹氧脱碳精炼期间内或终止后，使用插入上述真空槽中的加热用喷嘴加热所说的上盖附近，使所说的真空槽的上盖部分表面温度保持在1200～1700℃，

14、一种钢水真空脱碳精炼装置，其中包括：浸渍在盛钢桶内钢水中的单脚直桶形浸渍管，设置在所说的浸渍管上部的真空槽，使所说的真空槽内以及使冷却真空槽内排出气体冷却的气体冷凝器减压用的真空排气装置，以及具有向所说的浸渍管内钢水表面吹氧功能和加热喷嘴功能的多功能喷枪的真空精炼装置，其特征在于在所说的真空槽内设置内径比所说的浸渍管内径大的空间部分。

15、按照权利要求14所述的钢水真空脱碳精炼装置，其中包括将所说的真空槽制成包括上槽和下槽，在所说的下槽设置有内径大于在所说的下槽下端设置的浸渍管内径的空间部分，在所说的下槽和上述上槽之间具有内径比上述浸渍管内径小而且比上述喷枪外径大的空间部分，并且有与所说的真空槽侧壁一体设置的缩径段。

16、按照权利要求14或15所述的钢水真空脱碳精炼装置，其中在上述真空槽上盖附近侧壁设有加热用喷嘴。

17、按照权利要求14～16中任何一项所述的钢水真空脱碳精炼装置，其中在所说的上槽侧壁处至少设有一个加热用喷嘴，使所说喷嘴的燃烧气体喷出口处于距构成所说上槽一部分的上盖部的表面下方0.3～3米位置，而且从所说的喷出口喷出燃烧气体的喷射方向与垂直方向之间所成的燃烧气体喷射角度处于20～90°范围内。

18、按照权利要求14～17中任何一项所述的钢水真空脱碳精炼装置，其中互相相对地设置所说的加热用喷嘴，使其旋转角度处于15～30°范围内。

19、按照权利要求14～18中任何一项所述的钢水真空脱碳精炼装置，其中在各自不同的位置处与所说的下槽的侧壁一体设置有将所说的缩径段分割成数个扇形的遮档体，除了所说的遮档体的空间部分之外，使所说的浸渍管内空间处于被覆盖的状态下。

20、按照权利要求14～19中任何一项所述的钢水真空脱碳精炼装置，其中在所说的上槽和所说的气体冷凝器之间设置有：从设置在所说上槽的侧壁上的导管入口向上方倾斜设置的上升倾斜段，从所说的上升倾斜段顶部向下方倾斜的下降倾斜段，以及处于所说的下降倾斜段的下方且可以自由拆装的粉尘收集罐。

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