JPH02285017A - ステンレス溶鋼の製造方法 - Google Patents
ステンレス溶鋼の製造方法Info
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- JPH02285017A JPH02285017A JP1108897A JP10889789A JPH02285017A JP H02285017 A JPH02285017 A JP H02285017A JP 1108897 A JP1108897 A JP 1108897A JP 10889789 A JP10889789 A JP 10889789A JP H02285017 A JPH02285017 A JP H02285017A
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Landscapes
- Manufacture Of Iron (AREA)
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。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
[産業上の利用分野コ
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、
ステンレス溶鋼の製造方法に関する。
石およびCr鉱石を転炉型製錬炉において溶融還元し、
ステンレス溶鋼の製造方法に関する。
[従来の技術]
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、N
i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。
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、N
i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
Ni溶解費溶解域を目的とした電気炉におけるFeNi
溶湯の直接使用(鉄と鋼、69(1983)7.p、5
9) 、転炉におけるニッケルマットの溶融還元(特開
昭58−104153>、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6
O−36613) 、さらにはニッケルオキサイドの利
用(特開昭61−291911 >がある。
る方法として、Ni源としての安価原料の使用は、Fe
Ni溶解費溶解域を目的とした電気炉におけるFeNi
溶湯の直接使用(鉄と鋼、69(1983)7.p、5
9) 、転炉におけるニッケルマットの溶融還元(特開
昭58−104153>、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6
O−36613) 、さらにはニッケルオキサイドの利
用(特開昭61−291911 >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、底吹き羽口から酸素、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を挙げる
ことができる。
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、底吹き羽口から酸素、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鉱石は、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lのスラグを発生する0例
えば、8%含Ni溶湯を得る場合は溶湯T当たり2〜3
T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Ni歩留の低下、■ 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。
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鉱石は、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lのスラグを発生する0例
えば、8%含Ni溶湯を得る場合は溶湯T当たり2〜3
T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Ni歩留の低下、■ 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
Ni鉱石を直接製錬炉に装入せず、何らかの予備処理を
して含有Ni成分の割合を増加させたものを用いている
。
Ni鉱石を直接製錬炉に装入せず、何らかの予備処理を
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。
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。
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
。
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Bi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。
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Bi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。
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
器で溶融還元を実方鮫しても、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。
が著しいという問題があり、このため実際上は転炉型容
器で溶融還元を実方鮫しても、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。
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。
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。
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。
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
、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。
の溶融還元において、安、定した操業を行うことが出来
、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、攪拌ガスを吹き込む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、 ■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
。
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、攪拌ガスを吹き込む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、 ■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 [(t120+c02)/(H2+l1
20+CO糧CO2) 1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、■
排滓して石灰、蛍石、スケールおよび炭材の装入、上吹
き酸素ランスからの送酸により脱憐し、次いで排滓後、
石灰、蛍石、珪石および炭材の装入、上吹き酸素ランス
からの送酸により脱硫する工程、 により脱燐、脱硫された含Ni溶湯を得た後、前記製錬
炉にCr量を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装入し、前
記■乃至[3]の工程によりCr鉱石を溶融還元して得
られた含Ni、Cr溶銑を得た後、 ■上吹き酸素ランスから脱炭用酸素を、また前記羽口か
ら攪拌ガスを吹き込む工程、 により、脱炭吹錬することを特徴とする。
程、 ■二次燃焼比 [(t120+c02)/(H2+l1
20+CO糧CO2) 1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、■
排滓して石灰、蛍石、スケールおよび炭材の装入、上吹
き酸素ランスからの送酸により脱憐し、次いで排滓後、
石灰、蛍石、珪石および炭材の装入、上吹き酸素ランス
からの送酸により脱硫する工程、 により脱燐、脱硫された含Ni溶湯を得た後、前記製錬
炉にCr量を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装入し、前
記■乃至[3]の工程によりCr鉱石を溶融還元して得
られた含Ni、Cr溶銑を得た後、 ■上吹き酸素ランスから脱炭用酸素を、また前記羽口か
ら攪拌ガスを吹き込む工程、 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太きな効果があ
る。
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太きな効果があ
る。
Ni鉱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CO、
CO2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、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。
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CO、
CO2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、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。
Cr鉱石の溶融還元の後で行うは脱燐はCr量の酸化を
防ぐため、コストが高くなることから、Ni鉱石の溶融
還元の後、排滓してCr鉱石の装入前に脱燐を行う、脱
燐に続いて脱硫を行うことは作業能率の点から効果的で
ある。
防ぐため、コストが高くなることから、Ni鉱石の溶融
還元の後、排滓してCr鉱石の装入前に脱燐を行う、脱
燐に続いて脱硫を行うことは作業能率の点から効果的で
ある。
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。このなめ
、底吹きガスの吹き込みに加えて横吹きガスの吹き込み
を行うことが有効である。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。
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。このなめ
、底吹きガスの吹き込みに加えて横吹きガスの吹き込み
を行うことが有効である。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。
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、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P CO2によるCOの酸化頭載)に達
し、溶湯中のCが2次燃焼用酸素PCO2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、強攪拌→溶
湯スプラッシュの発生を過大に助長することになる。
るが、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P CO2によるCOの酸化頭載)に達
し、溶湯中のCが2次燃焼用酸素PCO2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、強攪拌→溶
湯スプラッシュの発生を過大に助長することになる。
し実施例]
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。
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
または造滓剤を製錬炉に投入するためのホッパである。
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。
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
−co、co−4co□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PCO2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による酸素(第1図でDCO2で示す)は前記
COと反応してCO2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
。
−co、co−4co□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PCO2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による酸素(第1図でDCO2で示す)は前記
COと反応してCO2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鉱石還元中の炭材原弔位が低減され、Cr
鉱石の高い還元速度が得られる。
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鉱石還元中の炭材原弔位が低減され、Cr
鉱石の高い還元速度が得られる。
本発明においては、攪拌ガスとして酸素を用いることは
ない、その理由は前述の通り溶湯中にCOガスが−51
に発生して溶湯が強攪拌され、pco、が溶湯中のCと
反応して2次燃焼を阻害することによるが、これに関す
る試験を行った結果を第2図に示す。
ない、その理由は前述の通り溶湯中にCOガスが−51
に発生して溶湯が強攪拌され、pco、が溶湯中のCと
反応して2次燃焼を阻害することによるが、これに関す
る試験を行った結果を第2図に示す。
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[
Pc02/(Dc02+鉱石中02)1に対する実際の
2次燃焼比[3]二次燃焼比[(H2O+CO2)/(
H2+H20+CO+CO2)]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0□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。
2吹き込みを行った比較例について、設定2次燃焼比[
Pc02/(Dc02+鉱石中02)1に対する実際の
2次燃焼比[3]二次燃焼比[(H2O+CO2)/(
H2+H20+CO+CO2)]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0□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、N2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。
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1o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’C程度に昇温されな後、Ni
鉱石の投入が開始される。
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’C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口が閉塞され
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、羽口が閉塞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順著に認められないため
である。
吹き込みは、溶銑が装入されたときから羽口が閉塞され
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、羽口が閉塞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順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8x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。
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8x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C0
2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1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。
2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1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ば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。
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2,50ONm3/Hr
、比スラグ、量Sは溶湯IT当りIT (Sの単位を
以下、T/HMT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50%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ど認められなくなった。
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2,50ONm3/Hr
、比スラグ、量Sは溶湯IT当りIT (Sの単位を
以下、T/HMT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50%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ど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加し、
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<CO+O→
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。
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<CO+O→
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。
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xSがI T/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[C]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[C]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O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、Ni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5図のグラフで
、前記境界線はSと[C]との関係式、 S (!:、/HMT)−3[C] (%)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
、安定操業領域は、 S (t/HMT)≦3[C] (%)と書ける。
グxSがI T/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[C]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[C]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O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、Ni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5図のグラフで
、前記境界線はSと[C]との関係式、 S (!:、/HMT)−3[C] (%)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
、安定操業領域は、 S (t/HMT)≦3[C] (%)と書ける。
以上のようにして、Ni鉱石の溶融還元が終了した後、
排滓して脱燐、脱硫を行う、脱燐は溶湯5.9Tに対し
て、石灰: 507 kg、蛍石・70kg、スケール
ニア0kg、コークス: 206 kgを装入して、上
吹きランスから送酸して行った。この脱燐により溶湯中
の[P]が0.45%から0.005%まで脱燐された
。続いて排滓後、脱硫と行う、脱硫は同じく溶湯5.9
Tに対して石灰: 15.2kg、蛍石+10kg、珪
石:lQkg、コークス: 526 kgを装入して、
上吹きランスから送酸して行った。この脱硫により溶湯
中の[S]が0,6%から0.04%まで脱硫された。
排滓して脱燐、脱硫を行う、脱燐は溶湯5.9Tに対し
て、石灰: 507 kg、蛍石・70kg、スケール
ニア0kg、コークス: 206 kgを装入して、上
吹きランスから送酸して行った。この脱燐により溶湯中
の[P]が0.45%から0.005%まで脱燐された
。続いて排滓後、脱硫と行う、脱硫は同じく溶湯5.9
Tに対して石灰: 15.2kg、蛍石+10kg、珪
石:lQkg、コークス: 526 kgを装入して、
上吹きランスから送酸して行った。この脱硫により溶湯
中の[S]が0,6%から0.04%まで脱硫された。
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[C]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1、
■は製錬炉の排ガスの酸化度(OD)、■、■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図の漸1〜8に対応
する数字である。
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[C]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1、
■は製錬炉の排ガスの酸化度(OD)、■、■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図の漸1〜8に対応
する数字である。
操業工程■では最初に3.1もの溶銑が装入され、続い
てNi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。
てNi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
2,90ONm’/Hr 、120 kg /min、
50kg/簡inである。
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
2,90ONm’/Hr 、120 kg /min、
50kg/簡inである。
スラグ量■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、4.8T〜6.
2T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.I
T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N
i溶湯が得られ、3回のNi鉱石の装入で、溶湯中のN
i成分は8.15%であった。
の値は図中に示されているである通り、4.8T〜6.
2T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.I
T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N
i溶湯が得られ、3回のNi鉱石の装入で、溶湯中のN
i成分は8.15%であった。
以上のようにして、Ni鉱石の溶M還元が終了した後に
行われる(、r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0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。
行われる(、r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0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、初期がら終期に至るまで
上吹き酸素ランスの脱炭用酸素ノズル。
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。
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。
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
損傷の開題も生じる。
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
損傷の開題も生じる。
第7図は第1図に示した製錬炉のCr鉱石溶融還元にお
ける模式図である。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111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図中人で示
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
。
ける模式図である。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111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図中人で示
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、炭材の原羊位を低く抑え
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も低減する。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m位が抑えられ、かつ
溶湯中のP、Sも適切に低減している。
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、炭材の原羊位を低く抑え
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も低減する。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m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(3i!
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。第10図
で従来法(1)は上吹きランスから微粉炭および酸素を
上吹きし、底吹き羽口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。
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。第10図
で従来法(1)は上吹きランスから微粉炭および酸素を
上吹きし、底吹き羽口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 Nl1i/Hr (仕上げ
還元期)底吹き窒素 350 Nm’/Hr (仕上
げ還元期)溶銑 10 Ton Cr 鉱石4600 kg (ランスよりイン
ジェクション)炭材 6700 kg
(ランスよりインジェクション)従来法(2) 上吹き酸素 1000 Nm’/Hr (仕上げ還
元期)底吹き窒素 1208m’/Hr (仕上げ還
元期)横吹き窒素 3508m’/Hr (仕上げ
還元期)溶銑 5 Ton Cr鉱石 5000kg(上T1.)炭材
3200kg(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%、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。
還元期)底吹き窒素 350 Nm’/Hr (仕上
げ還元期)溶銑 10 Ton Cr 鉱石4600 kg (ランスよりイン
ジェクション)炭材 6700 kg
(ランスよりインジェクション)従来法(2) 上吹き酸素 1000 Nm’/Hr (仕上げ還
元期)底吹き窒素 1208m’/Hr (仕上げ還
元期)横吹き窒素 3508m’/Hr (仕上げ
還元期)溶銑 5 Ton Cr鉱石 5000kg(上T1.)炭材
3200kg(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%、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。上吹
き酸素ランスからの酸素吹き込みとともに、製練炉に備
えられた羽口から攪拌ガスの吹き込みによって行われる
が、前記酸素吹き込みは純酸素ではなく、不活性ガスで
稀釈した酸素を使用することが望ましい、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。
同一炉で含Cr、Ni溶湯の脱炭吹錬が行われる。上吹
き酸素ランスからの酸素吹き込みとともに、製練炉に備
えられた羽口から攪拌ガスの吹き込みによって行われる
が、前記酸素吹き込みは純酸素ではなく、不活性ガスで
稀釈した酸素を使用することが望ましい、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から行シ)、酸素
の底吹きは行わない。
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。
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。
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1本発明咎等の検討によ
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60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。
吹き込む方法が採られているが1本発明咎等の検討によ
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60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
釈した酸素な上吹きするようにし、これによって火点に
おける60分圧を下げ脱炭反応を促進させるようにした
ものである。なお、上吹きランスが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。
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
釈した酸素な上吹きするようにし、これによって火点に
おける60分圧を下げ脱炭反応を促進させるようにした
ものである。なお、上吹きランスが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。
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、0.58m’/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I Nm’/T、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0.5〜58g+’/T、分、好ましくは1〜3
Nm’/T、分程度とされる。
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、0.58m’/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I Nm’/T、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0.5〜58g+’/T、分、好ましくは1〜3
Nm’/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。
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、−i的に
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1/2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。
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、−i的に
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1/2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
込みの具体的なり様としては、例えば、上吹きランスか
らの吹き込みガス!(酸素+不活性ガス)を常時3 N
m’/T、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。
続的あるいは段階的に行うことができる。このガス吹き
込みの具体的なり様としては、例えば、上吹きランスか
らの吹き込みガス!(酸素+不活性ガス)を常時3 N
m’/T、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’
/T・分C:3%未満〜2% ・・・・・2〜3C:
2%未満〜0.5%・・・・・1〜2 IIC・0
.5%未満 ・・・・・・ l n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。
/T・分C:3%未満〜2% ・・・・・2〜3C:
2%未満〜0.5%・・・・・1〜2 IIC・0
.5%未満 ・・・・・・ l n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[C]を6.7%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0.5%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
スとの関係を調べな、第13図はその結果を従来法(A
OD法、LD−〇B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。
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[C]を6.7%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0.5%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
スとの関係を調べな、第13図はその結果を従来法(A
OD法、LD−〇B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、脱燐、脱硫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C,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、■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図の阻1〜9に対応する数字である。
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、脱燐、脱硫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C,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、■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図の阻1〜9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歩留は90%以上が確保され、続いて製練炉に
備えられた羽口から攪拌用ガスを吹き込んで、強攪拌し
ながらCr原料の溶融還元を行うので、Cr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
酸素ランスから酸素を吹き込むとともに攪拌ガスを吹き
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開により、高生産性、低コ
ストで行うことができる。
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歩留は90%以上が確保され、続いて製練炉に
備えられた羽口から攪拌用ガスを吹き込んで、強攪拌し
ながらCr原料の溶融還元を行うので、Cr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
酸素ランスから酸素を吹き込むとともに攪拌ガスを吹き
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開により、高生産性、低コ
ストで行うことができる。
第1図は本実施例の方法に用いた製錬炉の縦断面図、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次燃焼比率とメロl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CrWji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
仰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・・・底吹き羽口、
25・・・横吹き羽口、26・・・ホッパ。
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次燃焼比率とメロl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CrWji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
仰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・・・底吹き羽口、
25・・・横吹き羽口、26・・・ホッパ。
Claims (7)
- (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、攪拌ガスを吹き込む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、 [4]排滓して石灰、蛍石、スケールおよび炭材の装入
、上吹き酸素ランスからの送酸により脱燐し、次いで排
滓後、石灰、蛍石、珪石および炭材の装入、上吹き酸素
ランスからの送酸により脱硫する工程、 により脱燐、脱硫された含Ni溶湯を得た後、前記製錬
炉にCr量を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装入し、前
記[1]乃至[3]の工程によりCr鉱石を溶融還元し
て得られた含Ni、Cr溶銑を得た後、 [5]上吹き酸素ランスから脱炭用酸素を、また前記羽
口から攪拌ガスを吹き込む工程、 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)Ni鉱石を溶融還元するとき、溶湯中の炭素含有
量[C]と、溶湯を当たり発生するスラグ量S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に記載の溶融還元によ
るステンレス溶鋼の製造方法。 - (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に記載の溶融還元によるステンレス溶鋼の
製造方法。 - (4)Ni鉱石の溶融還元中、製練炉の底部に設けた羽
口から攪拌ガスを吹き込むことを特徴とする請求項1に
記載の溶融還元によるステンレス溶鋼の製造方法。 - (5)Cr鉱石の溶融還元中、製練炉の底部および側壁
に設けた羽口により、底吹きガスによる溶湯隆起部に横
吹きガスの少なくとも一部が当たるように攪拌ガスを吹
き込むことを特徴とする請求項1に記載の溶融還元によ
るステンレス溶鋼の製造方法。 - (6)攪拌ガスは、COガスまたは不活性ガスであるこ
とを特徴とする請求項1に記載の溶融還元によるステン
レス溶鋼の製造方法。 - (7)上吹き酸素ランスから不活性ガスで稀釈した酸素
を吹き込んで含Ni、Cr溶銑を脱炭吹錬することを特
徴とする請求項1に記載の溶融還元によるステンレス溶
鋼の製造方法。
Priority Applications (11)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP1108897A JPH02285017A (ja) | 1989-04-27 | 1989-04-27 | ステンレス溶鋼の製造方法 |
US07/475,675 US5039480A (en) | 1989-02-21 | 1990-02-06 | Method for manufacturing molten metal containing Ni and Cr |
AU49307/90A AU626016B2 (en) | 1989-02-21 | 1990-02-12 | Method for manufacturing molten metal containing ni and cr |
CA002010356A CA2010356C (en) | 1989-02-21 | 1990-02-19 | Method for manufacturing molten metal containing ni and cr |
AT90103242T ATE94215T1 (de) | 1989-02-21 | 1990-02-20 | Verfahren zur herstellung einer metallschmelze, enthaltend nickel und chrom. |
EP90103242A EP0384397B1 (en) | 1989-02-21 | 1990-02-20 | Method for manufacturing molten metal containing ni and cr |
DE90103242T DE69003124T2 (de) | 1989-02-21 | 1990-02-20 | Verfahren zur Herstellung einer Metallschmelze, enthaltend Nickel und Chrom. |
CN 90100853 CN1013883B (zh) | 1989-02-21 | 1990-02-21 | 生产含镍铬熔融金属的方法 |
KR1019900002185A KR930001125B1 (ko) | 1988-02-21 | 1990-02-21 | Ni과 Cr를 함유한 용융금속의 제조방법 |
BR909000831A BR9000831A (pt) | 1989-02-21 | 1990-02-21 | Metodo para manufaturar metal fundido contendo ni e cr |
TW079104222A TW217424B (ja) | 1989-02-21 | 1990-05-24 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP1108897A JPH02285017A (ja) | 1989-04-27 | 1989-04-27 | ステンレス溶鋼の製造方法 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH02285017A true JPH02285017A (ja) | 1990-11-22 |
Family
ID=14496393
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP1108897A Pending JPH02285017A (ja) | 1988-02-21 | 1989-04-27 | ステンレス溶鋼の製造方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH02285017A (ja) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP4838118B2 (ja) * | 2003-06-25 | 2011-12-14 | シーメンス・ファオアーイー・メタルズ・テクノロジーズ・ゲーエムベーハー・ウント・コ | 溶融合金金属の製造方法及び関連する製造プラント |
CN113088789A (zh) * | 2021-03-12 | 2021-07-09 | 河钢股份有限公司承德分公司 | 一种使用含镍生铁冶炼含镍钢的方法 |
-
1989
- 1989-04-27 JP JP1108897A patent/JPH02285017A/ja active Pending
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP4838118B2 (ja) * | 2003-06-25 | 2011-12-14 | シーメンス・ファオアーイー・メタルズ・テクノロジーズ・ゲーエムベーハー・ウント・コ | 溶融合金金属の製造方法及び関連する製造プラント |
CN113088789A (zh) * | 2021-03-12 | 2021-07-09 | 河钢股份有限公司承德分公司 | 一种使用含镍生铁冶炼含镍钢的方法 |
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