JPH02221311A - 溶融還元によるステンレス溶鋼の製造方法 - 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］ この発明は炭材を燃料または還元材として用い、Ｎｉ鉱
石およびＣｒ鉱石を転炉型製錬炉において溶融還元し、
含Ｎｉ、Ｃｒ溶湯を得る方法に関する。

［従来技術］ 従来、ステンレス鋼の溶製は、スクラップ、ＦｅＣｒ、
ＦｅＮｉ等の合金鉄または電解Ｎｉ等の原料を電気炉ま
たは転炉で再溶解することにより行われていた。この方
法によると、ステンレス鋼の主要成分であるＣｒ、Ｎｉ
は予め電気炉等で還元された合金鉄を原料としており、
高価な電気エネルギーを使用しているため、経済的な方
法ではない。

このような観点からより経済的にステンレス鋼を製造す
る方法として、Ｎｉ源としての安価原料の使用は、Ｆｅ
Ｎ　ｉ溶解費の低減を目的とした電気炉におけるＦｅＮ
ｉ溶湯の直接使用（鉄と鋼、６９（１９８３）７゜ｐ、
５９）　、転炉におけるニッケルマットの溶融還元（特
開昭５８−１０４１５３号公報）、あるいはニッケル酸
化物に炭材を混合、成型したものを加熱して予備還元し
、これを転炉型反応容器に装入して溶融還元する方法（
特開昭６０−３６６１３号公報）、さらにはニッケルオ
キサイドの利用（特開昭６１−２９１９１１号公報）が
ある。

一方、Ｃｒ源としてＣｒ鉱石をを用い、これを転炉また
はその他の溶解炉において溶融還元する方法がいくつか
提案されている０例えば、ランスからの酸素上吹きとと
もに、底吹き羽目から酸素、横吹き羽口から窒素をそれ
ぞれ吹き込む方法、あるいはランスからの酸素上吹きと
ともに、底吹き羽口から酸素、横吹き羽口から酸素およ
び窒素をそれぞれ吹き込む方法が知られている０例えば
、後者の例としては特開昭６１−２７９６０８号公報を
挙げることができる。

［発明が解決しようとする課題］ しかしながら、従来の含Ｎｉ溶湯の製造法は、いずれも
Ｎｉ鉱石を直接溶解炉に装入して溶融還元するものでは
ない、ＮＩ鉱鉱石、Ｎｉ成分が２〜３％と低（、Ｎｉ鉱
石重量の約７０％はスラグとなるので、溶融還元におい
ては多量のスラグを発生する。

従って、所定のＮｉ濃度の溶湯を得ようとすると、多量
のスラグを発生する０例えば、８χ含Ｎｉ溶湯を得る場
合は溶湯Ｔ当たり２〜３Ｔのスラグが発生する。これに
伴って、 ■　溶融還元の工程で還元材、または熱源として装入さ
れる炭材と酸素により発生する反応ガスによってスロッ
ピングが発生し易く、定常的な操業が困難となり、操業
が不安定となる虞があり、さらには、 ■　スラグの炉外流出に伴う１歩留まりの低下、 ■　スロッピングに伴う設備機器の損傷、耐火材の損耗
、 が顕著になる。

こうした問題があるため、従来技術では、Ｎｉ源として
旧鉱石を直接製錬炉に装入せず、何らがの予備処理をし
て含有Ｎｉ成分の割合を増加させたものを用いている。

一方、Ｃｒ源である酸化Ｃｒは難溶融性であり、また還
元に多くのエネルギーを要するので、従来の溶融還元法
はいずれも還元速度が小さく、処理に時間がかかるとい
う大きな問題がある。この背景には以下のような点が挙
げられる。

■　従来、炉内におけるＣｒ鉱石の還元はスラグ中でＣ
ｒ鉱石が溶解した後、炭材のＣが作用することにより進
行するものであって、Ｃｒ鉱石の溶融がＣｒ還元の律速
であると考えられ、このため処理時間を短縮するための
主要な技術的関心は、スラグ組成の特定等の点に向けら
れていた。

しかし、Ｃｒ鉱石は基本的に難溶融性であり、Ｃｒ鉱石
の溶融を促進して還元速度を高めることには限界がある
。

■　Ｃｒ鉱石のスラグ中での溶融速度を上げ、Ｃｒ鉱石
の還元処理速度を向上させるため、炉内のＣＯガスを二
次燃焼させ、その熱を利用するという方法が考えられ、
従来でも炉上部壁から二次燃焼用酸素を吹き込む方法が
とられている。しかし従来では、二次燃焼比を上げると
排ガス温度は上昇するものの、排ガス顕熱を効率よく溶
湯へ伝達させる技術がなく、この結果、着熱効率が低下
し、高温排ガスを排出せざるを得ない、そして、このよ
うな高温排ガスは炉内壁耐火物や排ガスフードの耐火物
を激しく損耗させるという大きな問題があり、このため
二次燃焼比はあまり上げられないというのが一般的な考
え方であった。

また、Ｎｉ鉱石およびＣｒ鉱石を溶融還元して得られる
含Ｎｉ、Ｃｒ溶銑をステンレス溶鋼とする脱炭処理は溶
融還元と同一炉において連続的に行うことが好ましいこ
とは言うまでもない、しかし、従来では溶融還元後の脱
炭吹錬を同一炉で行うというような方法の検討は事実上
はとんどなされていない、これは次のような理由による
ものである。

（１）転炉型の容器で脱炭処理を行うとＣｒの酸化ロス
が著しいという問題があり、このため実際上は転炉型容
器で溶融還元を実施しても、脱炭処理はＲＨ−ＯＢ方式
のようなＣｒの酸化ロスが少ない真空方式を採らざるを
得ない。

（２）脱炭処理では多量の攪拌ガスが必要とされるのに
対し、従来考えられていた溶融還元方法は攪拌ガスをそ
れ程多量に供給するものではない。

このため仮に同じ転炉型容器を用いるとしても、溶融還
元用の炉は脱炭処理用とは異なった構造とする必要があ
ると考えられていた。

（３）同一容器により溶融還元から脱炭処理まで行なう
めに、溶融還元により多量に生じたスラグの排滓を行う
必要があるが、通常用いられる電気炉ではこの排滓がで
きない。

（４）従来の溶融還元法および脱炭法はそれぞれ処理時
間が長く、したがってこれを同一炉で行うこととすると
、全体の処理時間が非常に長くなり、生産性が低減する
とともに、炉の耐火物が著しく損耗してしまい、実質的
な操業が非常に困難になる。

本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、Ｎｉ鉱石
の溶融還元において、安定した操業を行うことが出来、
次いで行われるＣｒ源の溶融還元においてＣｒ鉱石の還
元速度を高め、得られた含Ｎｉ、Ｃｒ溶銑をＣｒの酸化
ロスを極力抑えて効率的に脱炭処理を行うことのできる
、溶融還元によるステンレス溶鋼の製造方法を提供しよ
うとするものである。

［課題を解決するための手段、作用］ 本発明による溶融還元によるステンレス溶鋼の製造方法
は、脱炭用および２次燃焼用ノズルを有する上吹き酸素
ランス、底吹き羽口および横吹き羽口および備えた製錬
炉において、旧鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装
入し、 ■前記上吹き酸素ランスから溶湯中へ脱炭用酸素を吹き
込むとともにスラグ中へ２次燃焼用酸素を吹き込む工程
、 ■前記底吹き羽口からＣＯガスまたは不活性ガスを吹き
込む工程、 ■二次燃焼比［（）ｌｚｏ＋ｃ（ｈ）／（Ｈａ＋ＨｚＯ
＋ＣＯ＋ＣＯ２）］を０．３以上に保持する工程、 によりＮｉ鉱石を溶融還元し、含量溶湯を得た後、前記
製錬炉にＣｒ鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装入
し、前記■乃至■の工程に ■ガス流の少なくとも一部が、底吹きガスによる溶湯隆
起部に当たるように、横吹き羽口からＣＯガスまたは不
活性ガスを吹き込む工程、を加え、Ｃｒ鉱石を溶融還元
して得られた含Ｎｉ゜Ｃｒ溶銑に対し、 ■不活性ガスで稀釈した脱炭用酸素を吹き込んで溶銑を
強攪拌する工程、 により、脱炭吹錬することを特徴とする。

溶湯中の［Ｃ］は、脱炭用酸素によってＣＯガスとなっ
て脱炭されるが、このＣＯガスは２次燃焼用酸素によっ
て００２ガスとなる。この脱炭および２次燃焼の反応熱
が溶融還元の主たる熱源であるが、攪拌用の底吹きガス
の吹き込みによって、溶湯およびスラグの攪拌が強化さ
れ、上記酸化反応が促進される。こうして製錬炉内の上
記二次燃焼比を大きくとることが出来、Ｎｉ鉱石、Ｃｒ
鉱石の溶解速度または還元速度の促進に大きな効果があ
る。

Ｎｌｔ石の還元溶融においては、２次燃焼比の向上によ
り、製錬炉に投入する炭材の原単位を低減することがで
き、したがってスロッピングの発生要因であるＣ０５Ｃ
０２ガスが低減されるので、スロッピングの発生頻度は
顕著に低減される。また５底吹きガス量を増加して着熱
効率を向上させると、２次燃焼比の向上と同様に上記の
作用効果が得られる。　難還元性酸化物である酸化Ｃｒ
の溶融還元においては、スラグ層の下部に滞留している
酸化Ｃｒの溶湯中のＣによる還元を促進するため、高２
次燃焼下でスラグと溶湯の攪拌をさらに強化することが
効果的である。このため、底吹きガスの吹き込みに加え
て横吹きガスの吹き込みが行われる。なお、Ｎｉの溶融
還元においては、横吹きガスの有無によらず、底吹きガ
ス量の増加によりスロッピングの低減を図ることができ
る。

含Ｎｉ、Ｃｒ溶銑の脱炭処理においても、酸素ガスの吹
き込みは専ら上吹き酸素ランスから行うが、単なる上吹
きではなく、火点の００分圧を下げて脱単反応を促進さ
せるため酸素を不活性ガスで稀釈し、これを上吹きする
。それとともに底吹き羽口から不活性ガスを供給して強
攪拌し、脱炭の促進とＣｒの酸化ロスの抑制を図る。

底吹きガスには従来例では酸素ガスを用いている例もあ
るが１本実施例では酸素ガスは使用しない、底吹きガス
に酸素ガスを用いると、溶湯中で大量のＣＯガスが発生
して溶湯を強攪拌し過ぎ溶湯のスプラッシュが２次燃焼
領域（第１図ｐｃ　Ｏ，によるＣＯの酸化領域）に達し
、溶湯中のＣが２次燃焼用酸素ＰＣ０２と反応して２次
燃焼が阻害されてしまう、加えて、酸素を使用すると羽
口の温度が上がり過ぎるため冷却ガスを添加する必要が
あり、これも底吹きガスを量を増大させ、強撹拌−溶湯
スプラッシュの発生を過大に助長することになる。

［実施例］ 添付の図面を参照しながら、本発明の実施例について説
明する。

第１図は本実施例の製錬炉１０で、図中、２１は上吹き
酸素ランス、２２は脱炭用ノズル、２３は２次燃焼用ノ
ズル、２４は底吹き羽口、２５は横吹き羽口、１１はス
ラグ層、１２は溶湯、２６は原料であるＮｉ鉱石、炭材
または造滓剤剤を製錬炉に投入するためのホッパである
。

以上のように構成された製錬炉により、Ｎｉ鉱石または
Ｃｒ鉱石の溶融還元において、高２次燃焼比が得られる
作用について説明する。

溶解の熱エネルギーは炭材の酸素による燃焼すなわちＣ
−４ｃｏ、ＣＯ→ＣＯ□の反応によって供給される。上
吹き酸素ランス２１に設けられた脱炭用ノズル２２によ
る酸素（第１図でＰＣＣ２で示す）は主として溶湯中の
炭素［Ｃ］と反応してＣＯとなり、同じく２次燃焼用ノ
ズル２３による素（第１図でＤＣ０２で示す）は前記Ｃ
Ｏと反応してＣ０２となる。上記の２つのノズル２２．
２３を設けたことにより、２次燃焼比率が向上される。

本発明では、２次燃焼を主としてスラグ内に形成させつ
つ高２次燃焼を実現させるものであり、このように２次
燃焼領域をスラグ内に形成し、高２次燃焼を確保しつつ
高い着熱効率を得ることができる。したがって、上記２
次燃焼用酸素は主としてスラグ内に２次燃焼領域が形成
されるようにスラグ中に吹き込まれることが必要である
。こうすることにより、２次燃焼比は０．３　　以上を
確保されて、Ｎｉ鉱石還元中のスロッピングが低減され
、Ｃｒ鉱石の高い還元速度が得られる。

第２図はＮ２吹き込みを行う本実施例とＮ２に代えて０
２吹き込みを行った比較例について、設定２次燃焼比［
ＰｃＯ２／　（Ｄｅｃ２＋鉱石中０２）］に対する実際
の２次燃焼比 ［（Ｈ２０＋ＣＯ２）／（）ｌｚ＋Ｈ２０＋ｃｏ＋ｃＯ
ａ）］の実測値との関係を調べた結果を示すもので、こ
れにより０２底吹きにより２次燃焼が阻害されているこ
とが示されている。

なお、攪拌ガスであるＣｏ、ＮまたはＡｒ等の不活性ガ
スは、単独または混合して使用することができる。

上記の高２次燃焼の得られる製錬炉１０によるＮｉ鉱石
の溶融還元について説明する。最初に溶銑が装入され、
次いで炭材を装入して上吹き酸素ランス２１からの送酸
により、溶湯が１５００℃程度に昇温されな後、Ｎｉ鉱
石の投入が開始される。

底吹き羽口２４および横吹き羽口２５からの攪拌ガスの
吹き込みは、溶銑が装入されたときから羽目が閉塞され
ないように行われ、必要に応じてその吹き込み量が増大
される。ただし、横吹き羽口２５からのガス吹き込みは
Ｎｉの溶融還元中においては攪拌用としては積極的に行
う必要はなく、羽目が閉寒されない程度でよい、これは
横吹きガスによる攪拌の効果が顕著に認められないため
である。

一般的に使用されるＮｉ鉱石のメタル成分は３０％程度
で、その内Ｎｉ成分は２〜３％程度で、残はＦｅである
。その他の７０％はスラグになる。

スラグにはＮｉ鉱石の他、造滓剤が加わって、Ｎｉ鉱石
重量の約８割がスラグになる。したがって、Ｎｉ成分が
８％程度の溶銑を得るには溶銑トン当たり、２〜３ｔの
スラグが生成する。スラグの見掛は密度は、それに含ま
れるＣＯまたはＣＯ２ガスによって１．０乃至１．５程
度であるから、その容積は溶湯に比して約１０乃至２０
倍にも達する０発生するＣＯまたはｃｏ２ガス量が多い
場合はスロッピングが生じて、安定な操業が阻害され、
操業の中断または設備機器の損傷の虞がある。

こうした観点から本発明者らはスロッピングの発生要因
について検討した。

第３図は製錬炉内の２次燃焼比率とスロッピング発生頻
度との関係を示すグラフ図である。このときの試験条件
は、製錬炉の溶湯容量は量は５ｔ、溶湯中の炭素［ｃ］
は１〜２％、送酸量は脱炭用、２次燃焼用の両方の送酸
量の合計で２，５０ＯＮｍ’／Ｈｒ。

比スラグ量Ｓは溶湯ＩＴ当りＩＴ（Ｓの単位を以下、Ｔ
／ＨＩＴで表す）である、この図に示されているように
、２次燃焼比率が０．１５ではスロッピング頻度が約５
０％と高くなっており、ランス高さを変えたり、または
２次燃焼用ノズルからの送酸量を相対的に増加させて、
２次燃焼率比率を逐次増加させるとスロッピング頻度は
低減され、２次燃焼比率が０．３以上になるとスロッピ
ングの発生は殆と認められなくなった。

これは２次燃焼率比率が増加すると発生熱量が増力ｑし
、これにともなって炭材の装入が減少し、ＣＯガスの発
生が低減されるためである。因みに２次燃焼（Ｃｏｃｏ
→Ｃ０２）による発熱量は、脱炭（Ｃ＋Ｏ→ＣＯ）によ
る発生熱量の約２．５倍である。また、第４図に底吹き
ガス量とスロッピング頻度との関係を示す、これは底吹
きガス量を増加させることにより、前記発生熱量が効率
的に溶湯に伝達され、２次燃焼比率向上の効果が一層発
揮されるためである。第４図の試験条件は底吹きガス量
を変えた他は第３図を得た場合と同様である。

第３図または第４図のグラフは上記のように、比スラグ
量ＳがＩＴ／ＨＭＴで行われた試験の結果であるが、こ
の試験において比スラグ量Ｓを増加した場合、スロッピ
ングの発生が鋼中炭素［ＣＩに関係することが予見され
たので、これについて検討した結果が第５図である。こ
の第５図は、鋼中炭素［ＣＩと上記比スラグ量Ｓとの関
係をスロッピングの有無について整理したグラフである
。このときの２次燃焼率は、０．３以上としである０図
中０印はスロッピングがなく、′安定な操業が行われた
ことを示し、Ｘ印はスロッピングが起こり不安定操業に
なったことを示す、このように、旧の溶融還元において
、スロッピングを起こさない安定操業範囲が第５図中波
線で書かれた境界線で示される。第５１のグラフで、前
記境界線はＳと［ＣＩ（蒐）との関係式、 Ｓ　　（Ｔ／ＨＭＴ）　　＝　３［ＣＩ　（％）で表す
ことができる。したがって、スロッピングの発生しない
５、安定操業領域は、 ｓ　　（Ｔ／ＨＩＴ）　　≦３［ＣＩ　（Ｈと書ける。

第６図は以上の結果をふまえて、好ましい操業の実施例
を具体的に示すものである。この実施例においては、２
次燃焼比率は０．３以上、溶湯中の［ＣＩは１〜２％で
一定としである。この図は共通の横軸に時間をとり、縦
軸には、■操業工程、■溶湯の温度、■全体の送酸量、
■、■はそれぞれＮｉ鉱石、炭材であるコークスの装入
量、■スラグ量および溶湯量、および■溶湯中のＮｉ成
分を示したグラフ図である。ここで、■〜■は第５図の
ＮｉＬ１〜７に対応する数字である。

操業工程■では最初に３．１丁の溶銑が装入され、続い
て旧鉱石の溶融還元と排滓が３回り返される。溶湯の温
度■は溶銑の装入後、直ちにコークスの投入■、送酸■
が行われて昇温される。Ｎｉ鉱石の装入■は、溶湯温度
が上昇して１５００℃を超えところで行われる。送酸量
■、Ｎｉ鉱石■、およびコークス■の装入量のグラフで
平坦な部分は、それぞれ２９０ＯＮｍ’／Ｈｒ、１２０
ｋｇ／ｓｉｎ　、５０ｋｇ／ｗｉｎである。

比スラグ量Ｓ■は当然排滓の都度低下されるが、そのピ
ークの値は図中に示されているである通り、０．８Ｔ／
ＩＩＭＴ〜１．ＩＴ／ＨＭＴである。製錬炉内の溶湯量
■はＮｉ鉱石が溶融還元されてＮｉまたはＦｅが溶湯中
に加わり、当初の３．１Ｔに対して最終的に５．９Ｔに
なった。また、溶湯中のＮｉ成分■は、１回目の排滓時
に４．５％Ｎｉの高含Ｎｉ溶湯が得られ、３回のＮｉ鉱
石の装入で、溶湯中のＮｉ成分は８．１５％であった。

次に、Ｎｉ鉱石の溶融還元が終了した後に行われるＣｒ
鉱石の溶融還元について説明する。前記製錬炉１０内の
含Ｎｉ溶湯にＣｒ鉱石、炭材および造滓剤が装入される
６本発明はＣｒ原料としてＣｒ鉱石に限るものではない
が、ここではＣｒ鉱石をＣｒ源として用いる場合につい
て説明する。

Ｃｒ鉱石の溶融還元処理中は、初期から終期に至るまで
上吹き酸素ランスの脱炭用酸素ノズル、２次燃焼用ノズ
ルからの酸素の吹き込み及び底吹き羽口２４からの攪拌
ガス吹き込みが行われることはＮｉ鉱石の溶融還元の場
合と同様である。

Ｃｒの溶融還元中は底吹２４からの攪拌ガス吹き込みに
加えて横吹き羽口２５から攪拌ガスが吹き込まれる。横
吹き羽口２５からの攪拌ガスは前述の底吹きガスと同様
に酸素ガスは用いない、横吹きガスに酸素ガスを用いる
と、Ｃｒ鉱石還元のためにスラグと混合させた溶湯中の
Ｃが酸素ガスと反応してしまい、Ｃｒ鉱石の還元を阻害
してしまう、また、底吹き羽口の場合と同様、耐火物損
傷の問題も生じる。

第７図は第１図に示した製錬炉のＣｒ鉱石溶融還元にお
ける摸弐図である。Ｃｒ鉱石中のＣｒ酸化物は難溶融性
であり、Ｃｒ鉱石を溶湯中のＣによる還元を積極的に促
進させるため、横吹き羽口２５からの攪拌ガスにより、
スラグ層１１の下部でＣｒ鉱石が浮遊する領域中に溶湯
を混合させようとするものである。底吹き羽口２４およ
び横吹き羽口２５からのガス吹き込みは、両者の協同作
用により溶湯をスラグ中に混合させ、還元速度を飛躍的
に高める効果をもたらす、すなわち、底吹き羽口２４か
ら攪拌ガスを供給して溶湯面に隆起部（第７図中Ａで示
す）を形成し、同時に、横吹き羽口２５からガス流の少
なくとも一部が上記溶湯隆起部（Ａ）に当たるようにし
て攪拌ガスを供給するものであり、この横吹きガスによ
り溶湯隆起部（Ａ）の溶湯がスラグ中に飛散することに
なる。スラグの見掛は比重は通常０．３乃至０．５であ
り、したがってスラグ中のＣｒ鉱石は、第６図に示すよ
うに殆どスラグ層下部に集中して浮遊している。上記の
ように溶湯隆起部（Ａ）を横吹きガスで飛散させると、
この飛散溶湯は、第６図からも明らかなようにＣｒ鉱石
が存在するスラグ層１１の下部領域に混合され、この溶
湯中のＣが酸化Ｃｒを還元し、高い還元速度が得られる
。

本発明では前述のように２次燃焼比０．３以上として還
元処理が行われるが、底吹きと横吹きとの協同作用によ
り高い着熱効率が得られ、炭材の原単位を低く抑えるこ
とができる。これにより、溶湯中のＰ成分の殆どが炭材
により持ちこまれることから、溶湯中のＰの低減を図る
ことができる。

また、２次燃焼比が高くなると、気化脱硫現象が活発に
なり、溶湯中のＳも現象する。このような観点からも本
発明では２次燃焼比は０．３以上とする。第８図は本実
施例の溶融還元において、炉内２次燃焼比の変化に対す
るコークス原単位、溶湯中Ｐ成分及びＳ成分との関係を
示すもので、２次燃焼比を０．３以上とすることにより
、コークス原単位が抑えられ、かつ溶湯中のＰ、Ｓも適
切に低減している。

第９図は本実施例における溶融還元の処理時間（還元開
始から終了までの時間）を第１０図に示す従来方式によ
る処理時間と比較して示したものである。なお、第１０
図の従来法（１）は上吹きランスから微粉炭および酸素
を上吹きし、底吹き羽目から攪拌ガスを吹き込む方法、
従来法（２）は上吹きランスからスラグ上に酸素を吹き
込むとともに、横吹き羽口から酸素または窒素、底吹き
羽口から窒素をそれぞれ吹き込む方法であり、具体的な
操業条件は次の通りである。

従来法（１） 上吹き酸素　１７００ 底吹き窒素　３５０ 溶銑　　　　　１Ｏ Ｃｒ鉱石　　４６００ 炭材　　　　６７００ 従来法（２） 上吹き酸素 底吹き窒素 １０００　Ｎｇ＋／Ｈｒ　（仕上げ還元期）Ｎ■／Ｈ「
（仕上げ還元期） Ｎ鵬／Ｈｒ　（仕上げ還元期） Ｔｏｎ ｋｇ　　　（ランスよりインジェクション）ｋｇ　　　
（ランスよりインジェクション）１２０　Ｎｓ／Ｈｒ　
（仕上げ還元期）横吹き窒素　３５０　Ｎｍ／Ｈｒ　（
仕上げ還元期）溶銑　　　　　５　Ｔｏｎ Ｃｒ鉱石　　５０００　ｋｇ（上置） 炭材　　　　３２００　ｋｇ（上置） 第９図によれば、従来法（２）はＣｒ濃度が６乃至７％
程度にしかならず、また従来法（１）ではＣｒ濃度は目
標の１８％にはなるものの、処理に１２０分も要してい
る。これに対し、本実施例によれば、従来法（１）の約
半分の６０分の処理時間で１８％Ｃｒに達しており、本
発明の極めて優れた処理性能が示されている。なお、第
１１図は本実施例におけるＣｒ純分投入速度（純Ｃｒ量
に換算したｃｒ鉱鉱石投入速度）に対する溶湯中のＣｒ
成分の上昇速度を調べたもので、従来法（１）、（２）
に比べ高いＣｒ上昇速度が得られていることが解る。

以上のような溶融還元処理後、排滓がなされ、引き続き
同一炉で含Ｃｒ、Ｎｉ溶湯の脱炭吹錬が行われる。この
脱炭吹錬は大気圧下において次のような条件で行う。

■酸素の供給は専ら上吹きランス２１から行い、酸素の
底吹きは行わない。

■上吹きランス２１からは、純酸素ではなく不活性ガス
で稀釈した酸素を供給する。

■底吹き羽口２４からは不活性ガスを吹き込んで強攪拌
する。

従来知られているＡＯＤ法では、酸素を炉底の羽口から
吹き込む方法が採られているが、本発明者等の検討によ
れば、底吹き酸素がＣｒ酸化ロスを増大させる原因であ
ることが判った。すなわち、酸素底吹きでは溶鋼静圧が
加わるため００分圧が高くなり、この結果、脱炭反応が
阻害されてしまう、このため本発明では酸素底吹きは行
わず、上吹きランス２１から送酸を行う。

しかし、この上吹きを単に純酸素で行うだけではＣｒ酸
化ロスを適切に防止し得ないことが判った。これは、脱
炭反応は上吹きランスからの送酸による火点において最
も激しく生じるが、酸素だけの送酸ではこの部分の００
分圧が非常に高くなり、この結果、脱炭反応が阻害され
、酸素がＣｒを酸化させてしまうことによるものである
。このため本発明では不活性ガス（Ｎ２　、Ａｒ等）で
稀釈した酸素を上吹きするようにし、これによって火点
における００分圧を下げ脱炭反応を促進させるようにし
・・たちのである、なお、上吹きランスからは処理時間
を短くするため大量送酸することが好ましい。

さらに、本実施例では、溶湯と上吹き酸素との混合を促
進させるため、底吹き羽口２４から不活性ガスを吹き込
み、溶湯を強攪拌するものであり、この底吹き不活性ガ
スによる強攪拌と、上記ランスによる不活性ガス稀釈酸
素の上吹きとの組合わせによりＣｒ酸化ロスを抑えた効
率的な脱炭処理が可能である。

溶湯を強攪拌するためには大量の不活性ガスを吹き込む
必要がある。具体的には、Ｃｒ酸化ロスを１％以下とす
るためには、０．５Ｎｍ’／Ｔ、分（溶湯ＩＴ当たり、
毎分）以上、またＣｒ酸化ロスを０．５％以下とするた
めにはＩＮ■３／Ｔ１分以上のガスを底吹きする必要が
ある。但し、ガス量が多すぎると溶湯が飛散して問題を
生じるおそれがあり、このため、本実施例では底吹きガ
ス量は０．５〜５Ｎｍ’／Ｔ。

分、好ましくは１〜３Ｎｍ’／Ｔ、分程度とされる。

第１２図は本実施例における底吹きガス量とＣｒ酸化ロ
スとの関係を示すもので、大量のガスを底吹きすること
により酸素が効率的に脱炭反応に使われ、Ｃｒ酸化ロス
が適切に抑えられている。なお、比較のため従来の脱炭
法における底吹きガス量とＣｒ酸化ロスとの関係を示す
が、例えばＡＯＤ法等では底吹きガス量に対するＣｒ酸
化ロスの割合が非常に大きい。

以上のような脱炭吹錬において、Ｃｒ酸化ロスをより適
切に防止するためには、Ｃレベルの低減にしたがって送
酸量を絞っていくことが有効である。しかし、−収約に
上吹きランスによる送酸において、同一ノズルで送酸量
を絞るということは、吹き込み圧力の低下という面から
限界があり、最大でも１７２程度までしか送酸量の絞り
込みができない、このような問題に対して、上吹きガス
中の稀釈用不活性ガスの割合を、脱炭の進行にしたがっ
て吹錬途中から順次高めこれに伴い送酸量を絞ることが
好ましく、これによって吹き込み圧力を過度に低下させ
ることなく送酸量を絞り込むことができる。

このような不活性ガスの増大と送酸量の絞り込みは、連
続的あるいは段階的に行うことができる。このガス吹き
込みの具体的な態様としては、例えば、上吹きランスか
らの吹き込みガス量（酸素＋不活性ガス）を常時３Ｎ層
３７Ｔ１分とし、かつ、Ｃレベルに応じ送酸量を次のよ
うに絞り込む等の方法を採ることができる。

Ｃ：３％以上　　　　　・・・・・・　３　　Ｎｍ″Ｓ
／Ｔ・分Ｃ：３％未満〜２％　　・・・・・・２〜３　
　ｎＣ：２％未満〜０１．５％・・・・・・１〜２　　
ｎＣ：０．５％未満　　　・・・・・・　１　　ノｌな
お、吹錬中の溶湯［Ｃ］は、積算酸素量による推定や、
吹錬中サンプリング溶湯の凝固温度測定等によって知る
ことができる。

脱炭処理におけるＣｒ酸化ロスについて、操業条件を後
に説明する第１４図の操業経過と同じにして行った具体
例を挙げると、約４０分間で［Ｃ１を６．７ｘから０．
０３８％まで脱炭処理したが、このように低炭域まで脱
炭したにもかかわらず、Ｃｒの酸化ロスは０．５ｘ程度
と非常に低い値となっている。

また、前記操業条件で脱炭レベルを変えて実施し、その
脱炭レベルをＣｒ酸化ロスとの関係を調べた。第１３図
はその結果を従来法（ＡＯＤ法、ＬＤ−ＯＢ法）と比較
して示すもので、本実施例では低炭域においてもＣｒ酸
化ロスが十分低く抑えられていることが判る。

第１４図はＮｉ鉱石の溶融還元後に行われるＣｒの溶融
還元と脱炭処理の好ましい操業の実施例を具体的に示す
ものである。この図は第６図に示したＮｉ鉱石の溶融還
元の操業経過において、排滓の後に続くものである。共
通の横軸に時間をとり、縦軸には、■操業工程、■溶湯
中のＣ１−Ｃｒ、■溶湯の温度、■ランスからの酸素ま
たは不活性ガスの吹き込み量、ｑランス高さ、■底吹き
ガス量、■横吹きガス量、■Ｃｒ鉱石の装入量、■コー
クスの装入量を示したグラフ図である。ここで、■〜■
は第９図のＮａｌ〜９に対応する数字である。

［発明の効果］ 本発明によれば、溶銑、Ｎｉ鉱石、炭材等の原料が装入
された製錬炉に脱炭用、２次燃焼用の酸素を吹き込み、
炉底から攪拌ガスを吹き込んで２次燃焼比率を０．３以
上とするので、スロッピングが無く、安定操業が行われ
て、Ｎｉ歩留まりは９０％以上が確保され、続いて底吹
きに加えて、横吹き羽口からの攪拌用ガス吹き込みを行
って強攪拌しながらＣｒ原料の溶融還元を行うので、Ｃ
ｒ原料の還元速度を大幅に上昇させて溶融還元処理を短
時間で効率的に行うことができ、さらに脱炭処理におい
ては、上吹き酸素ランスから不活性ガスで稀釈した酸素
を吹き込むので、脱炭処理におけるＣｒの酸化ロスが低
減され、しかも溶融還元から脱炭まで同一の炉で行われ
るので、Ｎｉ鉱石、Ｃｒ原料を原料としたステンレス溶
鋼の製造を簡単な設備と短い処理時間により、高生産性
、低コストで行うことができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本実施例の方法に用いた製錬炉の縦断側り第２
図は設定２次燃焼比と実測２次燃焼比との関係を示すグ
ラフ図、第３図は製錬炉内の２次燃焼比率とスロッピン
グ発生頻度との関係を示すグラフ図、第４図は底吹きガ
ス量とスロッピング発生頻度との関係を示す図、第５図
は鋼中炭素［Ｃ］と比スラグ量との関係をスロッピング
の有無について整理したグラフ図、第６図はＮｉ鉱石の
溶融還元時の操業経過を示すグラフ図、第７図はＣｒ鉱
石の溶融還元時の底吹き、横吹きの作用を示す模式図、
第８図はＣｒ鉱石の溶融還元において、炉内２次燃焼比
の変化に対するコークス原単位、溶湯中Ｐ成分及びＳ成
分との関係を示すグラフ図、第９図は本実施例における
溶融還元の処理時間を示すグラフ図、第１０図は従来方
式の溶融還元方式を示す模式図、第１１図は本実施例に
おけるＣｒ純分投入速度に対する溶湯中Ｏｒの上昇速度
を示すグラフ図、第１２図は本実施例における底吹きガ
ス量とＣｒ酸化ロスとの関係を示すグラフ図、第１３図
はＣｒの酸化ロスと溶湯中Ｃとの関係を示すグラフ図、
第１４図はＮｉ鉱石の溶融還元後に行われるＣｒ源の溶
融還元と脱炭処理における各種操業パラメタの時間的変
化を示すグラフ図である。 １０・・・製錬炉、１１・・・スラグ層、１２・・・溶
湯、２１・・・上吹き酸素ランス、２２・・・脱炭用ノ
ズル、２３・・・２次燃焼用ノズル、２４・・・底吹き
羽目。 ２５・・・横吹き羽口、２６・・・ホッパ。

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. （１）脱炭用および２次燃焼用ノズルを有する上吹き酸
   素ランス、底吹き羽口および横吹き羽口を備えた製錬炉
   において、Ｎｉ鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装
   入し、 ［１］前記上吹き酸素ランスから溶湯中へ脱炭用酸素を
   吹き込むとともにスラグ中へ２次燃焼用酸素を吹き込む
   工程、 ［２］前記底吹き羽口からＣＯガスまたは不活性ガスを
   吹き込む工程、 ［３］二次燃焼比［（Ｈ＿２Ｏ＋ＣＯ＿２）／（Ｈ＿２
   ＋Ｈ＿２Ｏ＋ＣＯ＋ＣＯ＿２）］をを０．３以上に保持
   する工程、 によりＮｉ鉱石を溶融還元し、含Ｎｉ溶湯を得た後、前
   記製錬炉にＣｒ鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装
   入し、前記［１］乃至［３］の工程に［４］ガス流の少
   なくとも一部が、底吹きガスによる溶湯隆起部に当たる
   ように、横吹き羽口からＣＯガスまたは不活性ガスを吹
   き込む工程、 を加え、Ｃｒ鉱石を溶融還元して得られた含Ｎｉ、Ｃｒ
   溶銑に、 ［５］不活性ガスで稀釈した脱炭用酸素を吹き込んで溶
   銑を強攪拌する工程、 により、脱炭吹錬することを特徴とする溶融還元による
   ステンレス溶鋼の製造方法。
2. （２）Ｎｉ鉱石を溶融還元するとき、溶湯中の炭素含有
   量［Ｃ］（％）と、溶湯トン（Ｔ）当たり発生するスラ
   グ量Ｓトン（Ｔ）との関係を Ｓ（Ｔ／ＨＭＴ）≦３［Ｃ］（％） とすることを特徴とする請求項１の溶融還元によるステ
   ンレス溶鋼の製造方法。
3. （３）Ｎｉ鉱石またはＣｒ源の溶融還元中、先端が操業
   中のスラグ層内に位置した上吹き酸素ランスにより、脱
   炭用酸素および二次燃焼用酸素を吹き込むことを特徴と
   する請求項１記載の溶融還元によるステンレス溶鋼の製
   造方法。
4. （４）Ｎｉ鉱石を溶融還元して得られる溶湯のＮｉ成分
   が３％以上であることを特徴とする請求項１の溶融還元
   によるステンレス溶鋼の製造方法。