JP2008274315A

JP2008274315A - クロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法

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Publication number: JP2008274315A
Application number: JP2007115797A
Authority: JP
Inventors: Yuji Ogawa; 雄司小川; Atsuhiro Ishikawa; 淳浩石川; Koji Sugano; 浩至菅野; Shinji Sasagawa; 真司笹川; Toshitaka Yuki; 敏隆湯木
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2007-04-25
Filing date: 2007-04-25
Publication date: 2008-11-13
Anticipated expiration: 2027-04-25
Also published as: JP5000371B2

Abstract

【課題】クロム系ステンレス鋼を脱炭精錬して製造する場合において、精錬前半の炭素濃度が高い領域でのダスト発生量を安定して低減すると同時に、精錬末期のクロム酸化量を安定して抑制する方法を提供することを課題とする。
【解決手段】上吹きランスから酸素を吹き込みつつ脱炭精錬してクロム濃度１０質量％以上２５質量％未満のクロム系ステンレス鋼を溶製するにあたり、精錬の前半は、上吹き酸素流量が生成溶鋼１トン当たり１４０Ｎｍ³／時以上２２０Ｎｍ³／時未満の範囲内とし、炭素濃度が２％以下０．５％以上の範囲に脱炭が進行した時点で生成溶鋼１トン当たり７５Ｎｍ³／時以上１２０Ｎｍ³／時未満の範囲内となるように上吹き酸素流量を低下させ、上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さＬと溶鉄深さＬ₀の比Ｌ／Ｌ₀が精錬を通じて０．２以上０．５以下の範囲内でランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調節する。
【選択図】図２

Description

本発明は、上吹きランスを用いたクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬における酸素ガスの吹き込み方法に関する。

転炉等の精錬容器中でのクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬では、脱炭反応の進行に伴い、クロムの酸化反応が進行する。そのステンレス鋼の脱炭反応は、クロムの存在により炭素や酸素の活量が低下している。そのため、脱炭させるために供給した酸素は炭素よりもクロムを酸化する傾向が強いので、脱炭酸素効率が低い。したがって、
１）クロムの酸化によるクロム歩留まりの低下
２）クロムの酸化に伴う溶鉄温度上昇による炉耐火物への悪影響
３）脱炭速度の低下による吹錬時間の延長
４）吹錬時間の延長による炉耐火物への悪影響およびダスト発生量の増加
等の問題があり、これらの問題がステンレス鋼の脱炭精練を困難にしている。

特に精錬末期の低炭素濃度域（クロム濃度や操業方法によって異なるが、一般的に炭素濃度が０．５〜２質量％以下）では脱炭酸素効率が著しく低下するとともに、クロムの酸化量が増加する。

そこで、クロムの酸化を防止するために、精錬末期に上吹き酸素流量を低減する方法が一般的であるが、上吹き酸素流量を低減したときに酸素ジェットの強度が低下すると、ジェットの衝突部分（火点とも言う）近傍の攪拌力が低下して、酸化されたクロムの炭素による還元が阻害されるためにクロムの酸化抑制効果が低減する問題が生じる。

一方で、精錬初期から中期にかけての炭素濃度が高い領域では、精錬時間を短縮するために上吹き酸素流量を増加するのが望ましいが、その際に酸素ジェットの強度が強すぎるとダストの発生量やスピッティング量が増加し、鉄歩留まりの低下やランスの地金付きといった操業障害を引き起こす。

これまで、精錬末期の炭素の優先酸化を促進し、クロムの歩留まりを向上させることを目的として、上吹きガスに窒素などの非酸化性希釈ガスを混合する方法（例えば、特許文献１、特許文献２）や、ランスノズルの入り側圧力を調節し、精錬末期に酸素流量を低減した場合にも噴流流速をほぼ一定に保つことで精錬末期のクロム酸化を抑制すると同時に精錬初期から中期にかけてのダスト発生量を低減する方法（特許文献３）が提案されている。

ラバールノズルを用いた転炉上吹きランスの噴流挙動について、従来は、ノズルの出口側圧力が外部の圧力と一致する、いわゆる適正膨張における噴流挙動のみが調べられていた。しかし、上吹きランスからの酸素流量を調整するに当たってはノズル入口側のガス圧力の調整が行われる。酸素流量が高い場合にはノズル入口側のガス圧力が適正膨張圧力よりも高くなり、酸素流量が低い場合にはノズル入口側のガス圧力が適正膨張圧力よりも低くなる。従って、上吹きランスの噴流挙動を正確に把握するには、不適正膨張挙動を把握することが重要である。非特許文献１は、ラバールノズルを用いた転炉上吹きランスの噴流挙動について、特に不適正膨張挙動を調査した結果が記載されている。

特開昭５８−１３０２１６号公報特公平１−５４４０９号公報特開平１０−２１９３３２号公報 K. Naito et.al., "Characteristics of Jets from Top-blown Lance in Converter" ISIJ International, Vol. 40, No. 1, pp.23-30

転炉等の精錬容器中でのステンレス鋼の脱炭精錬において、非酸化性希釈ガスを混合する方法では、アルゴンガスを使用した場合にはガスのコストが増加する、窒素ガスを使用した場合には窒素ピックップが生じる、また溶鉄の温度が低下する、などの課題があった。

また、ノズルの入り側圧力を調節する方法では、酸素流量範囲や噴流強度範囲が明確でなく、精錬前半のダスト発生量低減や精錬末期のクロム酸化抑制や不十分であったり、精錬前半でダスト発生量は低減するものの逆にクロム酸化量が増大したりする、といった課題があった。

本発明は、精錬前半の炭素濃度が高い領域でのダスト発生量を安定して低減すると同時に、精錬末期のクロム酸化量を安定して抑制する方法を提供することを課題とする。さらには、精錬前半のダスト発生量を低減すると同時にクロム酸化も抑制する方法を提供することを課題とする。

かかる課題を解決するため、本発明の要旨とするところは、以下の通りである。
（１）上吹きランスから酸素を吹き込みつつ脱炭精錬してクロム濃度１０質量％以上２５質量％未満のクロム系ステンレス鋼を溶製するにあたり、精錬の前半は、上吹き酸素流量が生成溶鋼１トン当たり１４０Ｎｍ³／時以上２２０Ｎｍ³／時未満の範囲内とし、炭素濃度が２％以下０．５％以上の範囲に脱炭が進行した時点で生成溶鋼１トン当たり７５Ｎｍ³／時以上１２０Ｎｍ³／時未満の範囲内となるように上吹き酸素流量を低下させ（以下、酸素流量を低下させた以降の期間を「精錬末期」という。）、下記（１）式から求められる上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さＬと溶鉄深さＬ₀の比Ｌ／Ｌ₀が精錬を通じて０．２以上０．５以下の範囲であって、さらに精錬末期のＬ／Ｌ₀は精錬前半のＬ／Ｌ₀より大きな値となるように、ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調節することを特徴とするクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法。
ＬＧ＝Ｈ_C／（0.016・Ｌ^0.5）−Ｌ（１）
Ｈ_C＝ｆ（Ｐ₀／Ｐ_0P）・Ｍ_0P・（４．２＋１．１Ｍ_0P ²）・ｄ_t
ｆ（Ｘ）＝−2.709Ｘ⁴＋17.71Ｘ³−40.99Ｘ²＋40.29Ｘ−12.90
（０．７＜Ｘ）
ｆ（Ｘ）＝0.7994Ｘ−0.0602
（Ｘ≦０．７）
Ｌ：上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さ（ｍｍ）
ＬＧ：ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離（ｍｍ）
Ｐ₀：ノズル入口側の絶対圧力（ＭＰａ）
Ｐ_0P：ランスノズルの適正膨張絶対圧力（ＭＰａ）
Ｍ_0P：適正膨張時吐出マッハ数（−）
ｄ_t：ランスノズルのスロート部の直径（ｍｍ）
（異なる直径のノズルを複数有するランスの場合は平均直径）
（２）クロム原料としてフェロクロムを使用し、フェロクロムの添加を開始する時点以後で精錬末期に上吹き酸素流量を低下させる時点以前の区間は、Ｌ／Ｌ₀が０．３以上０．５以下の範囲でランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調整することを特徴とする、上記（１）記載のクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法。
（３）精錬の前半は、ランスノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀が当該ランスノズルの適正膨張絶対圧力Ｐ_0Pの１．３倍以上２倍未満の範囲で上吹き酸素流量を調整し、炭素濃度が２％以下０．５％以上の範囲に脱炭が進行した時点で上吹き酸素流量を低下させ、ランスノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀がＰ_0Pの０．８倍以上１．３倍未満の範囲で上吹き酸素流量を調整することを特徴とする、上記（１）又は（２）記載のクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法。

なお、本願請求項で規定した上吹き酸素流量Ｆや溶鉄凹み深さＬ、ノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀は、通常の酸素吹錬中の数値を指すもので、上吹き開始時の酸素流量増加時や、スロッピング回避やサブランス測定のために一時的に設定する酸素流量低下時の状態は含めない。

ここで、精錬末期とは、炭素濃度２質量％以下０．５質量％以上の範囲における上吹き酸素流量を低下させた以降の期間を指し、精錬前半とは酸素上吹き開始から前記した精錬末期が始まるまでの時期を指す。

本発明により、クロム系ステンレス鋼を脱炭精錬して溶製する場合において、精錬初期から中期にかけての炭素濃度が高い領域でのダスト発生量を安定して低減すると同時に、精錬末期のクロム酸化量を安定して抑制することが可能となり、さらには、精錬初期から中期にかけて、ダスト発生量を低減すると同時にクロム酸化量が増大しないようにすることが可能となった。これにより、クロムおよび鉄の歩留が大幅に向上し、製造コストが大幅に低減した。

ラバールノズルを用いた酸素噴流において、噴出する酸素流量は、ノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀とノズルのスロート部開口断面積によって定められる。逆に、ノズルのスロート部の総開口断面積Ｓ_tと酸素流量Ｆが定まっていれば、下記（２）式によってノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀を定めることができる。ノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀とは、ノズル入口側の酸素ガスの全圧である。
Ｐ₀＝０．１６９・Ｆ／Ｓ_t （２）
Ｐ₀：ノズル入口側の絶対圧力（ＭＰａ）
Ｆ：上吹き酸素流量（Ｎｍ³／ｈ）
Ｓ_t：ノズルのスロート部の総開口断面積（ｍｍ²）
＝個々のノズルのスロート部開口断面積の総和

ラバールノズルは噴流を超音速流にするため、スロート部から出口までを末広ノズルとする。スロート部から出口までにかけて、ガス流速が超音速領域で増大し、一方で圧力は低減する。ノズル出口での圧力がノズル出口側の雰囲気圧力と等しいときが適正膨張と呼ばれる。適正膨張において、ノズル入口側の絶対圧力（適正膨張絶対圧力Ｐ_0P）、ノズル出口側の雰囲気絶対圧力Ｐ_e、ノズルのスロート部の総開口断面積Ｓ_t、ノズル出口の総開口断面積Ｓ_eの間の関係は、下記（３）式で表される。さらに適正膨張時吐出マッハ数Ｍ_0Pは、下記（４）式から算出される。
Ｓ_e／Ｓ_t＝0.259・（Ｐ_e／Ｐ_0P）^-5/7・｛１−（Ｐ_e／Ｐ_0P）^2/7｝^-1/2 （３）
Ｍ_0P＝［５・｛（Ｐ_0P／Ｐ_e）^2/7−１｝］^1/2 （４）
Ｓ_e：ノズル出口の総開口断面積（ｍｍ²）
＝個々のノズルの出口開口断面積の総和
Ｐ_e：ノズル出口側の雰囲気絶対圧力（ＭＰａ）
（大気圧精錬の場合は０．１０１３）
Ｐ_0P：ランスノズルの適正膨張絶対圧力（ＭＰａ）

ところで、前述のとおり、上吹きランスからの酸素流量を調整するに当たってはノズル入口側のガス圧力の調整が行われる。酸素流量が高い場合にはノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀が適正膨張絶対圧力Ｐ_0Pよりも高くなり、酸素流量が低い場合にはノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀が適正膨張絶対圧力Ｐ_0Pよりも低くなる。従って、上吹きランスの噴流挙動を正確に把握するには、不適正膨張挙動を把握することが重要である。

非特許文献１は、ラバールノズルを用いた転炉上吹きランスの噴流挙動について、特に不適正膨張挙動を調査した結果が記載されている。Ｐ₀／Ｐ_0Pの比を０．４〜５．０の間で変化させ、噴流のジェットコア長さＨ_Cの実測を行っている。ここで、Ｐ₀／Ｐ_0P＝１におけるジェットコア長さＨ_CPについては、
Ｈ_CP＝Ｍ_0P・（４．２＋１．１Ｍ_0P ²）・ｄ_t×１．４
ｄ_t：ランスノズルのスロート部の直径（ｍｍ）
となることが知られている。そこで、横軸をＰ₀／Ｐ_0P、縦軸を測定したＨ_Cに基づいてＨ_C／Ｈ_CPとして実験結果をプロットしたところ、図１にプロットで示す結果が得られている。この結果に基づき、０．７＜Ｐ₀／Ｐ_0P≦２．１、０．４＜Ｐ₀／Ｐ_0P≦０．７の範囲に分けてそれぞれ多項式近似を行ったところ、ｆ（Ｘ）＝１．４×Ｈ_C／Ｈ_CP、Ｘ＝Ｐ₀／Ｐ_0Pとおいて、以下の式が得られた。この式から計算される結果を図１に曲線で記した。
ｆ（Ｘ）＝−2.709Ｘ⁴＋17.71Ｘ³−40.99Ｘ²＋40.29Ｘ−12.90
（０．７＜Ｘ）
ｆ（Ｘ）＝0.7994Ｘ−0.0602
（Ｘ≦０．７）

次に、上吹きランスを用いて上吹き酸素ジェットを溶鉄表面に吹き付けたときに形成される凹みの溶鉄の凹み深さＬを、以上のようにして求めたジェットコア長さＨ_Cによって表現することを試みた。

吹き付ける噴流と凹み深さＬとの関係は、噴流動圧と溶鉄静圧とのバランスで定まると考えられる。また、ラバールノズルからの噴流が適正膨張である場合については、ノズル条件と凹み深さＬとの関係について実測がなされており、Ｌを表す式が、瀬川清著「鉄冶金反応工学」、１９６９、日刊工業新聞社の９４ページに記載されている。そこで、噴流動圧と溶鉄静圧とのバランスから求められる凹み深さを、Ｐ₀／Ｐ_0P＝１において上記刊行物記載の式と一致するようにバランス係数を定めたところ、下記（１）式を得ることができた。
ＬＧ＝Ｈ_C／（0.016・Ｌ^0.5）−Ｌ（１）
Ｈ_C＝ｆ（Ｐ₀／Ｐ_0P）・Ｍ_0P・（４．２＋１．１Ｍ_0P ²）・ｄ_t
ｆ（Ｘ）＝−2.709Ｘ⁴＋17.71Ｘ³−40.99Ｘ²＋40.29Ｘ−12.90
（０．７＜Ｘ）
ｆ（Ｘ）＝0.7994Ｘ−0.0602
（Ｘ≦０．７）
Ｌ：上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さ（ｍｍ）
ＬＧ：ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離（ｍｍ）

上記（１）式によって、不適正膨張時においても溶鉄の凹み深さＬを推定することが可能になったので、こうして求められた溶鉄の凹み深さＬと溶鉄深さＬ₀の比Ｌ／Ｌ₀をパラメータとして、クロムを１０質量％以上２５質量％未満含有するクロム系ステンレス鋼の精錬挙動調査を試みた。

ここで、溶鉄深さＬ₀は、精錬開始前に電気的導通の有無検出が可能なサブランスを用いて測定することが可能である。

本発明者らは、クロムを１０質量％以上２５質量％未満含有するクロム系ステンレス鋼を溶製するための種々の脱炭精錬実験を行い、精錬末期のクロム酸化量が抑制される上吹き条件を特定した。その結果、精錬末期の酸素流量の低減だけでなく、上吹き酸素ジェットによる一定の攪拌力を維持することとの両立が必要であること、その攪拌力は上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さＬと溶鉄深さＬ₀の比Ｌ／Ｌ₀と強い相関があり、あるＬ／Ｌ₀を境にクロムの酸化挙動が大きく変化することを知見した。

前述のとおり、以下の説明において、精錬末期とは、炭素濃度２質量％以下０．５質量％以上の範囲における精錬条件変更以降の期間を指し、精錬前半とは酸素上吹き開始から前記した精錬末期が始まるまでの時期を指す。

図２に、精錬末期に種々の酸素流量で脱炭精錬を行った場合の、脱炭量に対するクロム酸化量を示す指数であるΔＣｒ／ΔＣとＬ／Ｌ₀との関係を示す。いずれの酸素流量の場合もＬ／Ｌ₀が０．２未満の領域でΔＣｒ／ΔＣが大幅に増加していることがわかる。本発明者らが、酸素ジェットが溶鉄に衝突する火点部分のサンプルを採取して調査を行った結果、Ｌ／Ｌ₀が０．２以上の場合には溶鉄中に鉄やクロムの酸化物が多数懸濁しており、いわゆるエマルジョン状態が形成されていることを発見した。すなわち、火点表面で酸化された鉄やクロムが直ちに溶鉄内部に懸濁し、溶鉄中のＣで還元されるためにクロムの酸化が抑制されていることが判明した。

また、図３には、精錬末期に種々のＬ／Ｌ₀となるようにランス高さを調節した場合の、ΔＣｒ／ΔＣと酸素流量の関係を示す。生成溶鋼１トン当たりの酸素流量が１２０Ｎｍ³／時以上の領域でΔＣｒ／ΔＣの増加率が大きくなり、精錬末期のクロム過酸化が増大することが判明した。また、生成溶鋼１トン当たりの酸素流量が７５Ｎｍ³／時未満では、精錬末期の送酸時間が長くなるため、生産性を阻害する。

したがって、生産性を維持したままで精錬末期のクロム酸化を安定して抑制するためには、生成溶鋼１トン当たりの酸素流量を７５Ｎｍ³／時以上１２０Ｎｍ³／時の領域に調節し、かつＬ／Ｌ₀を０．２以上となるようにすることが最良であることを知見した。なお、この酸素流量の範囲でＬ／Ｌ₀を０．５超とするためには、ランスと溶鉄湯面の距離を極端に小さくする必要があり、ランス寿命が大幅に低下することも判明した。精錬末期のクロム酸化を安定して抑制するためには、Ｌ／Ｌ₀を０．５以下の範囲でできるかぎり大きくすることが好ましい。従って、Ｌ／Ｌ₀の下限を０．３とすると好ましい。０．４とするとより好ましい。

また、酸素流量を低下させる炭素濃度が０．５質量％未満では、その時点までにクロムの酸化量が増大し、その後にクロム酸化を抑制しても効果が小さいこと、炭素濃度が２質量％超では、酸素流量低下以後の送酸時間が長くなるため生産性を阻害することも判明した。本発明において、炭素濃度２質量％以下０．５質量％以上の範囲における精錬条件変更以降の期間を精錬末期とし、精錬前半とは酸素上吹き開始から前記した精錬末期が始まるまでの時期としたのは、上記理由による。

以上のことから、精錬末期にクロムの酸化を抑制するためには、炭素濃度が２％以下０．５％以上の範囲に脱炭が進行した時点で生成溶鋼１トン当たり７５Ｎｍ³／時以上１２０Ｎｍ³／時未満の範囲内となるように上吹き酸素流量を低下させ、Ｌ／Ｌ₀が０．２以上０．５以下の範囲でランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調節するように、酸素上吹き精錬を実施すると良い。

一方、精錬前半の脱炭最盛期においては、酸素流量を低下させるほど、また、酸素ジェットによる攪拌力を低下させるほど、ダスト発生量やスピッティングが減少する。発明者らが種々の脱炭精錬実験を行った結果では、生成溶鋼１トン当たりの酸素流量を２２０Ｎｍ³／時未満、Ｌ／Ｌ₀を０．５以下にする必要があることが判明した。ただし、Ｌ／Ｌ₀が０．２未満の条件では、炭素濃度が高い領域であっても脱炭に消費される酸素の割合（脱炭酸素効率）が低下して精錬時間が延長することを知見し、Ｌ／Ｌ₀を０．２以上とする必要があることも判明した。また、生成溶鋼１トン当たりの酸素流量が１４０Ｎｍ³／時未満の条件でも、精錬時間が延長して生産性を阻害する。すなわち、精錬前半において精錬時間の延長無くダスト発生量を低減するには、生成溶鋼１トン当たりの酸素流量が１４０Ｎｍ³／時以上２２０Ｎｍ³／時未満、Ｌ／Ｌ₀を０．２以上０．５未満とする必要があり、この範囲内でできるだけ酸素流量を高め、Ｌ／Ｌ₀を０．２以上の範囲でできるだけ小さくするのが望ましい。従って、Ｌ／Ｌ₀の上限は０．４であると好ましい。０．３であるとより好ましい。

以上のとおり、精錬前半においては、Ｌ／Ｌ₀を０．２〜０．５の範囲でできるだけ小さくすることが好ましい。逆に精錬末期においては、Ｌ／Ｌ₀を０．２〜０．５の範囲でできるだけ大きくすることが好ましい。そこで本発明においては、上記（１）式から求められる上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さＬと溶鉄深さＬ₀の比Ｌ／Ｌ₀が精錬を通じて０．２以上０．５以下の範囲であって、さらに精錬末期のＬ／Ｌ₀は精錬前半のＬ／Ｌ₀より大きな値となるように、ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調節することとした。精錬末期のＬ／Ｌ₀は精錬前半のＬ／Ｌ₀より０．０５以上大きいと好ましい。０．１以上大きいとより好ましい。

なお、クロム原料としてフェロクロムを使用する場合においては、脱炭精錬を行いながら、クロムが酸化しにくい温度まで溶鉄温度が上昇してからフェロクロムの添加を開始するのが一般的な操業方法である。しかしながら、本発明者らは、精錬前半でフェロクロムの添加を開始した以後は、ダスト発生量を低減させるためにＬ／Ｌ₀を小さくした場合に、火点近傍の攪拌力が弱くなり、炭素濃度が高い領域であっても酸素流量が高いこともあり、クロム酸化量が増大することを知見した。図４に、本発明者らが行った実験における、フェロクロムの添加を開始した以後で精錬末期に酸素流量を低下させる以前の区間でのＬ／Ｌ₀とクロム酸化速度およびダスト発生速度の関係を示す。前述の通り、Ｌ／Ｌ₀が０．５以上ではダスト発生速度が増大するが、Ｌ／Ｌ₀が０．３未満の条件でクロムの酸化速度が急激に増大していることがわかる。したがって、クロム原料としてフェロクロムを使用する場合には、フェロクロムを添加する前はＬ／Ｌ₀を０．２以上０．５以下の範囲内になるように上吹き酸素流量やランス高さを調節すれば良いが、フェロクロムの添加を開始した以後は、Ｌ／Ｌ₀を０．３以上０．５以下の範囲内になるように調節するのが最良の実施の形態である。フェロクロムを使用する場合、精錬前半におけるフェロクロム投入後のＬ／Ｌ₀に対し、精錬末期のＬ／Ｌ₀をより大きくすることは必要ない。

上記のように、上吹き酸素流量やＬ／Ｌ₀を脱炭精錬の区間に応じて適切な範囲になるように調節することで、ダスト発生量やクロムの酸化ロス量を安定して低減することが可能となる。しかしながら、通常のランスノズルを用いた場合、酸素流量を低下させた場合に酸素ジェットの流速が低下するため、精錬末期にＬ／Ｌ₀を０．２以上にするためにはランス先端と溶鉄表面の距離を相応に小さくする必要があり、ランスノズルの形状によってはランスへの地金付着量が増大する等の問題が発生する場合がある。

上記（１）式から明らかなとおり、溶鉄の凹み深さＬはＨ_CとＬＧによって定められる。Ｈ_Cが小さくなるとＬも小さくなる。一方、図１から明らかなようにＰ₀／Ｐ_0Pが０．８〜２．０の範囲において、Ｈ_Cはほとんど変化せず一定である。Ｐ₀を変化させると酸素流量Ｆが変化することは上記（２）式から明らかである。即ち、Ｐ₀／Ｐ_0Pが０．８〜２の範囲においてＰ₀を変化させることにより、Ｌの値を一定に保持しつつ酸素流量Ｆを大幅に変化させ得ることがわかる。本発明においては、Ｐ₀／Ｐ_0Pの制御範囲として、酸素流量を上げるべき精錬前半においてはＰ₀／Ｐ_0P制御範囲０．８〜２のうちの上限付近を用い、酸素流量を下げるべき精錬末期においてはＰ₀／Ｐ_0P制御範囲０．８〜２のうちの下限付近を用いることにより、精錬末期に酸素流量を低減しても凹み深さＬが低減しないことを見出した。従って、精錬末期でもランスを溶鉄表面にあまり近づけることなくＬ／Ｌ₀を増大してクロムの酸化を抑制することが、更に望ましい実施の形態である。

図１から、Ｐ₀／Ｐ_0Pが０．８未満ではジェットコア長さＨ_Cが著しく低下するため、精錬末期に酸素流量を低下させたときのＰ₀はＰ_0Pの０．８倍以上が必要である。（２）式に示すようにＰ₀と酸素流量は比例関係にあるため、酸素流量を精錬末期のクロム酸化抑制に適正な７５Ｎｍ³／時以上１２０Ｎｍ³／時未満の範囲内に制御するためには、その時のＰ₀／Ｐ_0Pが０．８以上１．３未満となるようにノズルのスロート部直径および出口部直径を（２）式と（３）式から求められる寸法で製作したランスを使用すれば良い。また、Ｐ₀／Ｐ_0Pが２以上では、ジェットコア長さＨ_Cが適正膨張時のコア長さＨ_CPの１．５倍以上となり、精錬前半においてダスト発生量の十分な低減効果が得られない。酸素流量を精錬前半のダスト発生量低減に適正な１４０Ｎｍ³／時以上２２０Ｎｍ³／時未満の範囲内に制御するためには、その時のＰ₀／Ｐ_0Pが１．３以上２未満となるようなノズルのスロート部直径および出口部直径で製作したランスを使用すれば良い。前者のランスを使用する場合には、精錬前半の最大酸素流量はＰ₀／Ｐ_0Pが２となる約１９０Ｎｍ³／時が望ましく、後者のランスを使用する場合には、精錬末期の最小酸素流量はＰ₀／Ｐ_0Pが０．８となる約９０Ｎｍ³／時が望ましい。ランスノズルのスロート部および出口部の寸法およびノズルの数については、目標とする精錬前半および精錬末期の酸素流量とＬ／Ｌ₀に応じて、適宜選択できる。

なお、当該発明を適用する精錬炉で生成される溶鋼のクロム濃度が１０質量％未満の場合には、酸化ロスするクロムが少ないために本発明を適用する効果が少なく、２５質量％以上の場合は、クロムの酸化ロス量が極めて多くなるため本発明を適用してもクロムの酸化を十分に抑制できず、本発明は適用できない。

転炉にクロムを含まない普通溶銑あるいはクロムを含有するステンレス溶銑を装入し、表１に示すような２種類のランスを用いて脱炭精錬を実施し、クロム濃度１０質量％以上２５質量％未満の約１６０トンのステンレス溶鋼を溶製した。この時の溶鉄深さＬ₀は約１４００ｍｍとなる。脱炭精錬後の溶鋼中Ｃ濃度は約０．３質量％一定となるように総酸素量を調整した。なお、普通溶銑を使用した場合には、精錬後のクロム濃度が所定の濃度となるように、クロム原料としてフェロクロムを精錬途中から添加した。発熱量が不足する場合には適宜炭材を添加した。
表２中の発明例１〜１０がランスＡを用いた場合の実施例を、発明例１１〜２０がランスＢを用いた場合の実施例を示す。また、発明例１〜６および１１〜１６がクロムを含まない普通溶銑を用いてクロム原料としてフェロクロムを使用した場合の実施例、発明例７〜１０および１７〜２０がステンレス溶銑を用いた場合の実施例を示す。また、表３には比較例を示す。比較例１〜６および１１〜１６がクロムを含まない普通溶銑を用いてクロム原料としてフェロクロムを使用した場合の比較例、比較例７〜１０および１７〜２０がステンレス溶銑を用いた場合の比較例である。

ここで、ダスト発生量は、集塵水中のダスト量と集塵水量から算出した。クロムの酸化量は、クロム分の入量と生成溶鋼やスラグ、ダストの質量およびクロム濃度から算出されるクロムの出量とのバランスから算出した。また、ランスの寿命や精錬時間の評価は、通常の精錬の場合と比較して、１０％以上特性が悪い場合にやや悪い（△）、それ以外のものを良い（○）とした。

通常、フェロクロムを使用した場合、発熱量が不足するため炭材を使用し、精錬時間が延びるためダスト発生量が増え、また、溶鋼のクロム濃度が高いほどクロムの酸化量が増加するが、その条件差を加味した上で発明例と比較例を較べると、発明例の場合、上吹き酸素流量やＬ／Ｌ₀、酸素流量を低減するときの炭素濃度を適正な範囲に制御することで、いずれもクロム酸化量やダスト発生量が大幅に低減できていることがわかる。

また、発明例４や１４は、フェロクロム添加以後のＬ／Ｌ₀を更に望ましい０．３〜０．５の間にすることで、発明例３や１３と比較してダスト発生量の低減効果を維持したままでクロム酸化量を更に低減できている。発明例１、５、６、１１、１５、１６もフェロクロム添加以後のＬ／Ｌ₀をこの望ましい範囲に制御した実施例である。

また、発明例１１〜２０はランスＢの不適正膨張挙動を利用するに際し、ジェットコア長さＨ_Cが一定に保持される領域（Ｐ₀／Ｐ_0P：０．８〜２）を利用した実施例である。精錬の前半は、Ｐ₀／Ｐ_0Pが１．３以上２未満となるように、精錬末期では、Ｐ₀／Ｐ_0Pが０．８以上１．３未満となるように制御している。そのため、精錬末期に酸素流量を低下した場合のジェットコア長さがあまり低下せず、適正な範囲にＬ／Ｌ₀を制御するためのランス位置を高くすることができる。そのため、発明例２〜１０と比較して発明例１２〜２０の場合はランスの寿命が延び、更に望ましい実施例となっている。

一方、比較例１、７、１１、１９のように精錬初期の酸素流量が２２０Ｎｍ³／ｈ以上の場合やＬ／Ｌ₀が０．５超の場合はダスト発生量が増加している。また、比較例３や１２のように、精錬初期から中期にかけてのＬ／Ｌ₀が０．２未満となったものは、クロム酸化量が増加している。また、比較例４や１５のように、炭素濃度０．５％未満となってから酸素流量を低下した場合や、比較例５、９、１３、１７のように精錬末期の酸素流量が１２０Ｎｍ³／ｈ以上の場合、比較例６、１０、１４、１６のように精錬末期のＬ／Ｌ₀が０．２未満の場合もクロム酸化量が増大していることがわかる。

ランスノズル入口側の絶対圧力比Ｐ₀／Ｐ_0Pと、ジェットコア長さ比Ｈ_C／Ｈ_CPとの関係を示す図である。精錬末期における溶鉄深さに対する酸素ジェットによる溶鉄凹み深さ比Ｌ／Ｌ₀と脱炭量に対するクロム酸化量ΔＣｒ／ΔＣとの関係を示す図である。精錬末期におけるΔＣｒ／ΔＣと上吹き酸素流量の関係を示す図である。フェロクロムの添加を開始した以後で精錬末期に酸素流量を低下させる以前の区間における、Ｌ／Ｌ₀と生成溶鋼１トン当たりのクロム酸化速度およびダスト発生速度の関係を示す図である。

Claims

上吹きランスから酸素を吹き込みつつ脱炭精錬してクロム濃度１０質量％以上２５質量％未満のクロム系ステンレス鋼を溶製するにあたり、精錬の前半は、上吹き酸素流量が生成溶鋼１トン当たり１４０Ｎｍ³／時以上２２０Ｎｍ³／時未満の範囲内とし、炭素濃度が２％以下０．５％以上の範囲に脱炭が進行した時点で生成溶鋼１トン当たり７５Ｎｍ³／時以上１２０Ｎｍ³／時未満の範囲内となるように上吹き酸素流量を低下させ（以下、酸素流量を低下させた以降の期間を「精錬末期」という。）、下記（１）式から求められる上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さＬと溶鉄深さＬ₀の比Ｌ／Ｌ₀が精錬を通じて０．２以上０．５以下の範囲であって、さらに精錬末期のＬ／Ｌ₀は精錬前半のＬ／Ｌ₀より大きな値となるように、ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調節することを特徴とするクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法。
ＬＧ＝Ｈ_C／（0.016・Ｌ^0.5）−Ｌ（１）
Ｈ_C＝ｆ（Ｐ₀／Ｐ_0P）・Ｍ_0P・（４．２＋１．１Ｍ_0P ²）・ｄ_t
ｆ（Ｘ）＝−2.709Ｘ⁴＋17.71Ｘ³−40.99Ｘ²＋40.29Ｘ−12.90
（０．７＜Ｘ）
ｆ（Ｘ）＝0.7994Ｘ−0.0602
（Ｘ≦０．７）
Ｌ：上吹き酸素ジェットによる溶鉄の凹み深さ（ｍｍ）
ＬＧ：ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離（ｍｍ）
Ｐ₀：ノズル入口側の絶対圧力（ＭＰａ）
Ｐ_0P：ランスノズルの適正膨張絶対圧力（ＭＰａ）
Ｍ_0P：適正膨張時吐出マッハ数（−）
ｄ_t：ランスノズルのスロート部の直径（ｍｍ）
クロム原料としてフェロクロムを使用し、フェロクロムの添加を開始する時点以後で精錬末期に上吹き酸素流量を低下させる時点以前の区間は、Ｌ／Ｌ₀が０．３以上０．５以下の範囲でランス先端と溶鉄静止湯面間の距離ＬＧを調整することを特徴とする、請求項１記載のクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法。
精錬の前半は、ランスノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀が当該ランスノズルの適正膨張絶対圧力Ｐ_0Pの１．３倍以上２倍未満の範囲内で上吹き酸素流量を調整し、炭素濃度が２％以下０．５％以上の範囲に脱炭が進行した時点で上吹き酸素流量を低下させ、ランスノズル入口側の絶対圧力Ｐ₀がＰ_0Pの０．８倍以上１．３倍未満の範囲で上吹き酸素流量を調整することを特徴とする、請求項１又は２記載のクロム系ステンレス鋼の脱炭精錬方法。