JPH06116625A - ステンレス溶鋼の脱ガス， 脱炭処理法 - Google Patents
ステンレス溶鋼の脱ガス， 脱炭処理法Info
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- JPH06116625A JPH06116625A JP4268653A JP26865392A JPH06116625A JP H06116625 A JPH06116625 A JP H06116625A JP 4268653 A JP4268653 A JP 4268653A JP 26865392 A JP26865392 A JP 26865392A JP H06116625 A JPH06116625 A JP H06116625A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 真空脱炭時の脱炭反応の促進と、Cr酸化およ
び温度低下の防止を有利に実現する、ステンレス溶鋼の
脱炭方法について提案する。 【構成】 真空槽内で脱Ｎにより溶鋼フォーミングを発
生させ、該フォーミング溶鋼に、上吹きランスにて酸素
を吹つけることにより、脱炭および２次燃焼による着熱
を同時に発生させて、溶鋼の温度降下およびCr酸化を抑
制する。
び温度低下の防止を有利に実現する、ステンレス溶鋼の
脱炭方法について提案する。 【構成】 真空槽内で脱Ｎにより溶鋼フォーミングを発
生させ、該フォーミング溶鋼に、上吹きランスにて酸素
を吹つけることにより、脱炭および２次燃焼による着熱
を同時に発生させて、溶鋼の温度降下およびCr酸化を抑
制する。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、ステンレス溶鋼の脱ガ
ス, 脱炭処理法に関し、特に鋼浴面に酸素を吹付けなが
ら真空脱ガス, 脱炭処理する方法において、鋼浴中のCr
の酸化を防止しつつ、溶鋼温度の低下を防止することに
より、溶鋼の低酸素化を実現しようとするものである。
ス, 脱炭処理法に関し、特に鋼浴面に酸素を吹付けなが
ら真空脱ガス, 脱炭処理する方法において、鋼浴中のCr
の酸化を防止しつつ、溶鋼温度の低下を防止することに
より、溶鋼の低酸素化を実現しようとするものである。
【０００２】
【従来の技術】ステンレス溶鋼を真空下で脱炭（以下、
真空脱炭と示す）処理する方法としては、高Cr鋼等を対
象とする、鋼浴浴面下の比較的浅い位置に容器側壁より
酸素ガスを吹き込む方法（特開昭51−140815号公報参
照）、およびスラグの存在下で不活性ガスを供給するこ
とにより、極低炭素ステンレス鋼を製造する方法（特開
昭55−2759号公報参照）等がある。これらの技術はいず
れも、脱炭を促進することは可能であるが、脱炭処理に
おいて問題となる、溶鋼の温度降下については何ら考慮
されていなかった。
真空脱炭と示す）処理する方法としては、高Cr鋼等を対
象とする、鋼浴浴面下の比較的浅い位置に容器側壁より
酸素ガスを吹き込む方法（特開昭51−140815号公報参
照）、およびスラグの存在下で不活性ガスを供給するこ
とにより、極低炭素ステンレス鋼を製造する方法（特開
昭55−2759号公報参照）等がある。これらの技術はいず
れも、脱炭を促進することは可能であるが、脱炭処理に
おいて問題となる、溶鋼の温度降下については何ら考慮
されていなかった。
【０００３】これに対して、ステンレス鋼の精錬法とし
て、特公昭63−58203 号公報には、真空脱炭前のＣを0.
15wt％以上とすることにより、Cr酸化を抑制することが
記載されている。しかし、この方法においても脱炭が主
目的であり、溶鋼の温度低下防止については言及されて
はおらず、また、Cr酸化の抑制は、真空脱炭の前工程で
可能であるが、真空脱炭時のCr酸化については記載され
ていない。
て、特公昭63−58203 号公報には、真空脱炭前のＣを0.
15wt％以上とすることにより、Cr酸化を抑制することが
記載されている。しかし、この方法においても脱炭が主
目的であり、溶鋼の温度低下防止については言及されて
はおらず、また、Cr酸化の抑制は、真空脱炭の前工程で
可能であるが、真空脱炭時のCr酸化については記載され
ていない。
【０００４】すなわち、真空脱炭処理における、Cr酸化
および温度低下については、従来の問題が依然として解
消されていないのが現状である。
および温度低下については、従来の問題が依然として解
消されていないのが現状である。
【０００５】なお、真空脱炭処理中に上吹きランスから
酸素を吹付け、２次燃焼させることにより、溶鋼の温度
低下を防止する方法が、特開平２−77518 号公報に開示
されているが、主にCrを含有しない普通鋼を対象とした
技術であり、ステンレス溶鋼に適用すると、Cr酸化が大
きくなることからステンレスの精錬には不向きである。
酸素を吹付け、２次燃焼させることにより、溶鋼の温度
低下を防止する方法が、特開平２−77518 号公報に開示
されているが、主にCrを含有しない普通鋼を対象とした
技術であり、ステンレス溶鋼に適用すると、Cr酸化が大
きくなることからステンレスの精錬には不向きである。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】そこで、本発明は、真
空脱ガス, 脱炭時の脱炭反応の促進と共に、Crの酸化お
よび溶鋼温度の低下を有利に防止することのできるステ
ンレス溶鋼の脱ガス, 脱炭処理法について提案すること
を目的とする。
空脱ガス, 脱炭時の脱炭反応の促進と共に、Crの酸化お
よび溶鋼温度の低下を有利に防止することのできるステ
ンレス溶鋼の脱ガス, 脱炭処理法について提案すること
を目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明は、製鋼炉で溶製
されたステンレス溶鋼の真空脱ガス, 脱炭処理に当た
り、該処理開始時の溶鋼中の〔Ｃ〕および〔Ｎ〕を合計
で0.14wt％以上に調整し、真空脱ガス処理槽内の溶鋼表
面に、上吹きランスを介して、下記式で定義されるαが
−１〜４の範囲となる、酸化性ガスの吹付けを行うこと
を特徴とするステンレス溶鋼の脱ガス, 脱炭処理法であ
る。 記 α＝−0.808(LH)0.7＋0.00191(PV) ＋0.00388(D2/D1)2
Ｑ＋2.97 ここで、LH：真空脱ガス処理槽内における、溶鋼の静止
浴面から上吹きランス先端部までの高さ（ｍ） PV：酸化性ガス供給後の真空脱ガス処理槽内の真空度
（Torr） D1：上吹きランスのノズルスロート径（mm） D2：上吹きランスのノズル開口径（mm） Ｑ：酸素ガス流量（Nm3/min)
されたステンレス溶鋼の真空脱ガス, 脱炭処理に当た
り、該処理開始時の溶鋼中の〔Ｃ〕および〔Ｎ〕を合計
で0.14wt％以上に調整し、真空脱ガス処理槽内の溶鋼表
面に、上吹きランスを介して、下記式で定義されるαが
−１〜４の範囲となる、酸化性ガスの吹付けを行うこと
を特徴とするステンレス溶鋼の脱ガス, 脱炭処理法であ
る。 記 α＝−0.808(LH)0.7＋0.00191(PV) ＋0.00388(D2/D1)2
Ｑ＋2.97 ここで、LH：真空脱ガス処理槽内における、溶鋼の静止
浴面から上吹きランス先端部までの高さ（ｍ） PV：酸化性ガス供給後の真空脱ガス処理槽内の真空度
（Torr） D1：上吹きランスのノズルスロート径（mm） D2：上吹きランスのノズル開口径（mm） Ｑ：酸素ガス流量（Nm3/min)
【０００８】ここで、酸化性ガスとは、酸素ガスまたは
酸素含有ガスのことを意味し、酸素含有ガスを用いる場
合の酸素ガス流量Ｑは、酸素含有量に従って換算するこ
ととする。また、上吹きランスとしてはラバール型が有
利に適合する。ちなみに、ランスのノズルがストレート
の場合は、D1＝D2となる。
酸素含有ガスのことを意味し、酸素含有ガスを用いる場
合の酸素ガス流量Ｑは、酸素含有量に従って換算するこ
ととする。また、上吹きランスとしてはラバール型が有
利に適合する。ちなみに、ランスのノズルがストレート
の場合は、D1＝D2となる。
【０００９】
【作用】本発明の着想の基本とするところは、製鋼炉で
溶製したステンレス溶鋼を、ＲＨ法やＶＯＤ法などの真
空脱ガス, 脱炭処理するに当たり、真空槽内に設置した
上吹きランスにより、酸化性ガスを吹付け、Ｃ＋ 1/2Ｏ
2 →ＣＯ反応により脱炭を行い、一方この時に発生する
ＣＯガスによって、ＣＯ＋ 1/2Ｏ2 →ＣＯ2 の反応を起
こさせて、溶鋼の温度の低下を防止しようとするところ
にある。
溶製したステンレス溶鋼を、ＲＨ法やＶＯＤ法などの真
空脱ガス, 脱炭処理するに当たり、真空槽内に設置した
上吹きランスにより、酸化性ガスを吹付け、Ｃ＋ 1/2Ｏ
2 →ＣＯ反応により脱炭を行い、一方この時に発生する
ＣＯガスによって、ＣＯ＋ 1/2Ｏ2 →ＣＯ2 の反応を起
こさせて、溶鋼の温度の低下を防止しようとするところ
にある。
【００１０】本発明において、上吹ランスより供給され
る上記酸素は、その一部のみを脱炭（Cr酸化も含む）に
供するようにすることが肝要である。すなわち、全ての
酸素が脱炭（Cr酸化も含む）に使用されると、溶鋼への
着熱が困難になる。この溶鋼への着熱を促進するには、
真空脱ガス処理の条件、例えば、真空槽内の溶鋼の静止
浴面からランス先端部までの高さ（すなわちランス高
さ）、真空槽内の真空度、酸素ガス流量およびランス形
状等を考慮して、酸素ジェットの湯面への到達圧力を適
正範囲にコントロールする必要がある。この到達圧力を
適正に維持することによって、脱炭およびCr酸化を促進
させつつ、かつ湯面近傍で溶鋼より発生するＣＯガスを
燃焼させることができ、いわゆる、湯面への着熱を効率
良く行うことができるようになる。
る上記酸素は、その一部のみを脱炭（Cr酸化も含む）に
供するようにすることが肝要である。すなわち、全ての
酸素が脱炭（Cr酸化も含む）に使用されると、溶鋼への
着熱が困難になる。この溶鋼への着熱を促進するには、
真空脱ガス処理の条件、例えば、真空槽内の溶鋼の静止
浴面からランス先端部までの高さ（すなわちランス高
さ）、真空槽内の真空度、酸素ガス流量およびランス形
状等を考慮して、酸素ジェットの湯面への到達圧力を適
正範囲にコントロールする必要がある。この到達圧力を
適正に維持することによって、脱炭およびCr酸化を促進
させつつ、かつ湯面近傍で溶鋼より発生するＣＯガスを
燃焼させることができ、いわゆる、湯面への着熱を効率
良く行うことができるようになる。
【００１１】この酸素ジェットの湯面への到達圧力につ
いては、発明者らはかつて、特開平２−77518 号公報に
て詳細に提案した。以下、この到達圧力について説明す
る。この発明において、脱ガス, 脱炭処理中に酸素を吹
込む場合、酸素供給高さ、真空度、使用するランスの形
状および酸素流量等複合的な条件があり、これらの1 つ
が変化するとその作用は大きく変化する。そこで、これ
らの条件変化による作用を吹込まれた酸素ジェットの中
心軸（ランスの中心軸）の湯面への到達圧力Ｐ(Torr)で
判定することとした。ここで、Ｐは log10Ｐとして示
し、これをαとして略記すると、このαは、 α＝−0.808(LH)0.7＋0.00191(PY) ＋0.00388(Ｄ2 ／Ｄ1)2 Ｑ＋2.970 ……(1) ここで、式中； ＬＨ…ランス高さ（ｍ） ＰＹ…到達真空度(Torr) Ｄ2 …ランス出口径（複数の場合はその合計） Ｄ1 …ランススロート径（複数の場合はその合計） Ｑ …酸素消費量（Ｎｍ3/分) で定義される。なお、この酸素ジェットの中心軸の到達
圧力関数αは、種々の出口径とスロート径をもったラバ
ルノズルとストレートノズル、および酸素供給高さ, 酸
素流量および真空度を変化させて実測した圧力を、最も
相関係数の高い条件で回帰した式である。
いては、発明者らはかつて、特開平２−77518 号公報に
て詳細に提案した。以下、この到達圧力について説明す
る。この発明において、脱ガス, 脱炭処理中に酸素を吹
込む場合、酸素供給高さ、真空度、使用するランスの形
状および酸素流量等複合的な条件があり、これらの1 つ
が変化するとその作用は大きく変化する。そこで、これ
らの条件変化による作用を吹込まれた酸素ジェットの中
心軸（ランスの中心軸）の湯面への到達圧力Ｐ(Torr)で
判定することとした。ここで、Ｐは log10Ｐとして示
し、これをαとして略記すると、このαは、 α＝−0.808(LH)0.7＋0.00191(PY) ＋0.00388(Ｄ2 ／Ｄ1)2 Ｑ＋2.970 ……(1) ここで、式中； ＬＨ…ランス高さ（ｍ） ＰＹ…到達真空度(Torr) Ｄ2 …ランス出口径（複数の場合はその合計） Ｄ1 …ランススロート径（複数の場合はその合計） Ｑ …酸素消費量（Ｎｍ3/分) で定義される。なお、この酸素ジェットの中心軸の到達
圧力関数αは、種々の出口径とスロート径をもったラバ
ルノズルとストレートノズル、および酸素供給高さ, 酸
素流量および真空度を変化させて実測した圧力を、最も
相関係数の高い条件で回帰した式である。
【００１２】さて、ステンレス溶鋼への酸素の吹付け
は、脱炭と同時にCrの酸化が生じるため、このCrの酸化
を最小限に抑制しながら、２次燃焼を起こさせることが
必要となる。そのために重要なことは、上吹きランスよ
り吹付ける酸素を、溶鋼表面に直接到達させるととも
に、溶鋼内部に深く侵入させることなく、真空下でＣＯ
分圧の低い溶鋼領域に吹付けて反応させることである。
そのためには、真空槽内で溶鋼フォーミングを起こさせ
ることが有利であり、これは、溶鋼中の〔Ｎ〕濃度を上
昇させて脱Ｎを起こさせることで実現できる。
は、脱炭と同時にCrの酸化が生じるため、このCrの酸化
を最小限に抑制しながら、２次燃焼を起こさせることが
必要となる。そのために重要なことは、上吹きランスよ
り吹付ける酸素を、溶鋼表面に直接到達させるととも
に、溶鋼内部に深く侵入させることなく、真空下でＣＯ
分圧の低い溶鋼領域に吹付けて反応させることである。
そのためには、真空槽内で溶鋼フォーミングを起こさせ
ることが有利であり、これは、溶鋼中の〔Ｎ〕濃度を上
昇させて脱Ｎを起こさせることで実現できる。
【００１３】図１に、ＲＨ脱ガス法によって、100 ｔの
ステンレス溶鋼（SUS 304 に準拠）に上吹きランスから
酸素を吹き付けて脱炭処理を実施したときの、処理前
〔Ｃ〕＋〔Ｎ〕と、酸素吹錬中のCrロスとの関係を示
す。ここで、処理条件は、処理前〔Ｃ〕が0.09〜0.14
％、処理後〔Ｃ〕が0.03〜0.04％、処理前温度1630〜16
40℃、ランス高さは湯面から3.5 ｍ、D2/D1 は2.0 、ラ
ンスからの酸素流量10Nm3/min 、トータル酸素原単位
0.6〜1.2 Nm3/ｔ、送酸終了時の到達真空度８〜12Torr
とした。同図から、溶鋼中〔Ｃ〕＋〔Ｎ〕が0.14wt％未
満で、Cr酸化量が上昇することがわかる。ここで、Cr酸
化量とは、処理前Cr濃度から送酸終了時のCr濃度をひい
た値（kgf/t ）とした。
ステンレス溶鋼（SUS 304 に準拠）に上吹きランスから
酸素を吹き付けて脱炭処理を実施したときの、処理前
〔Ｃ〕＋〔Ｎ〕と、酸素吹錬中のCrロスとの関係を示
す。ここで、処理条件は、処理前〔Ｃ〕が0.09〜0.14
％、処理後〔Ｃ〕が0.03〜0.04％、処理前温度1630〜16
40℃、ランス高さは湯面から3.5 ｍ、D2/D1 は2.0 、ラ
ンスからの酸素流量10Nm3/min 、トータル酸素原単位
0.6〜1.2 Nm3/ｔ、送酸終了時の到達真空度８〜12Torr
とした。同図から、溶鋼中〔Ｃ〕＋〔Ｎ〕が0.14wt％未
満で、Cr酸化量が上昇することがわかる。ここで、Cr酸
化量とは、処理前Cr濃度から送酸終了時のCr濃度をひい
た値（kgf/t ）とした。
【００１４】以上の結果から、真空脱炭処理前の〔Ｃ〕
＋〔Ｎ〕の合計量は、0.14wt％以上とすることとした。
なお、溶鋼フォーミングを起こさせる要因としては、
〔Ｎ〕以外に〔Ｈ〕も考えられるが、〔Ｈ〕はフォーミ
ングが発生するほど高い濃度で添加することが困難であ
ること、また仮に〔Ｈ〕が添加できたとしても、〔Ｈ〕
は〔Ｎ〕と比較して、脱ガス速度が速く、酸素吹錬に必
要なフォーミング時間が得られないこと、等から、この
フォーミングを発生させる成分として、〔Ｎ〕が最適で
あることがわかった。
＋〔Ｎ〕の合計量は、0.14wt％以上とすることとした。
なお、溶鋼フォーミングを起こさせる要因としては、
〔Ｎ〕以外に〔Ｈ〕も考えられるが、〔Ｈ〕はフォーミ
ングが発生するほど高い濃度で添加することが困難であ
ること、また仮に〔Ｈ〕が添加できたとしても、〔Ｈ〕
は〔Ｎ〕と比較して、脱ガス速度が速く、酸素吹錬に必
要なフォーミング時間が得られないこと、等から、この
フォーミングを発生させる成分として、〔Ｎ〕が最適で
あることがわかった。
【００１５】次に、真空脱ガス槽内での酸素の吹付け
は、先に述べたように、フォーミング溶鋼中に吹付ける
のが望ましい。この吹付けが強すぎると（ハードブロ
ー）、酸素が直接溶鋼内部深く侵入し、２次燃焼が起こ
りにくくなる上、Crロスが増大する。一方、吹付けが弱
すぎると（ソフトブロー）、２次燃焼は促進されるが、
脱炭は阻害される。したがって、適正な酸素吹付けを実
現する必要がある。
は、先に述べたように、フォーミング溶鋼中に吹付ける
のが望ましい。この吹付けが強すぎると（ハードブロ
ー）、酸素が直接溶鋼内部深く侵入し、２次燃焼が起こ
りにくくなる上、Crロスが増大する。一方、吹付けが弱
すぎると（ソフトブロー）、２次燃焼は促進されるが、
脱炭は阻害される。したがって、適正な酸素吹付けを実
現する必要がある。
【００１６】そこで、真空中での酸素吹付けにおける、
上述した酸素の浴面到達圧力αに関する、上記(1) 式を
用いて、ステンレス溶鋼における、脱炭挙動および温度
降下量を調査した。その調査結果を、図２および３に示
す。なお、鋼種はSUS 304 で、ＲＨ脱ガス処理前の
〔Ｃ〕：0.11〜0.14％、ＲＨ脱ガス処理後の〔Ｃ〕：0.
03〜0.04％およびＲＨ脱ガス処理前の〔Ｎ〕：0.15〜0.
20％とした。操業は、LH：１〜12ｍ、PV：0.3 〜100 To
rr、D1／D2：１〜6.8 およびＱ：５〜50Nm3/min の条件
とし、処理前温度は、1630〜1640℃であった。
上述した酸素の浴面到達圧力αに関する、上記(1) 式を
用いて、ステンレス溶鋼における、脱炭挙動および温度
降下量を調査した。その調査結果を、図２および３に示
す。なお、鋼種はSUS 304 で、ＲＨ脱ガス処理前の
〔Ｃ〕：0.11〜0.14％、ＲＨ脱ガス処理後の〔Ｃ〕：0.
03〜0.04％およびＲＨ脱ガス処理前の〔Ｎ〕：0.15〜0.
20％とした。操業は、LH：１〜12ｍ、PV：0.3 〜100 To
rr、D1／D2：１〜6.8 およびＱ：５〜50Nm3/min の条件
とし、処理前温度は、1630〜1640℃であった。
【００１７】また、脱炭挙動は、次式(2) で定義する脱
炭速度定数に従うものとした。 ln（〔Ｃ〕s ／〔Ｃ〕）＝ｋ・Ｑ(O2) ----(2) ここで、〔Ｃ〕s ：ＲＨ処理前〔Ｃ〕（％） 〔Ｃ〕：ＲＨ処理における酸化性ガス吹き付け終了時
〔Ｃ〕（％） ｋ：脱炭速度定数（ｔ／Nm3 ） Ｑ(O2)：酸素量（Nm3 ／ｔ）
炭速度定数に従うものとした。 ln（〔Ｃ〕s ／〔Ｃ〕）＝ｋ・Ｑ(O2) ----(2) ここで、〔Ｃ〕s ：ＲＨ処理前〔Ｃ〕（％） 〔Ｃ〕：ＲＨ処理における酸化性ガス吹き付け終了時
〔Ｃ〕（％） ｋ：脱炭速度定数（ｔ／Nm3 ） Ｑ(O2)：酸素量（Nm3 ／ｔ）
【００１８】さらに、温度降下量は、次式(3) で定義し
た。 ΔＴ＝Ｔs −Ｔ ----(3) ここで、Ｔs ：ＲＨ処理開始時の溶鋼温度（℃） Ｔ：酸素吹付け終了時の溶鋼温度（℃）
た。 ΔＴ＝Ｔs −Ｔ ----(3) ここで、Ｔs ：ＲＨ処理開始時の溶鋼温度（℃） Ｔ：酸素吹付け終了時の溶鋼温度（℃）
【００１９】図２および３より、脱炭速度定数および温
度降下の両方を満足するαとして、−１以上４以下が適
切であることがわかる。すなわち、αが４をこえると、
脱炭速度定数および温度降下の両方で大きなばらつきが
生じて脱炭速度が低下する。これは、脱炭とともにCrの
酸化が生じるためであり、このCrの酸化が脱炭を阻害す
るためである。一方、αが−１未満であると、２次燃焼
により温度降下は小さくなるが、脱炭は悪化することに
なる。
度降下の両方を満足するαとして、−１以上４以下が適
切であることがわかる。すなわち、αが４をこえると、
脱炭速度定数および温度降下の両方で大きなばらつきが
生じて脱炭速度が低下する。これは、脱炭とともにCrの
酸化が生じるためであり、このCrの酸化が脱炭を阻害す
るためである。一方、αが−１未満であると、２次燃焼
により温度降下は小さくなるが、脱炭は悪化することに
なる。
【００２０】
実施例１ 上底吹き転炉にて、還元後出鋼した100 ｔのステンレス
溶鋼を、上吹きランスをそなえる容積100 ｔのＲＨ式環
流脱ガス装置を用いて、ランス高さLH：5.0 ｍ、到達真
空度PV：10Torr、D1／D2：2.0 の条件下で、流量Ｑ：15
Nm3/min の酸素を、処理開始４分後から５分間にわたっ
て供給する吹錬を行った。このときのαは、0.72であっ
た。かくして得られた溶鋼の成分組成を、表１に示す。
溶鋼を、上吹きランスをそなえる容積100 ｔのＲＨ式環
流脱ガス装置を用いて、ランス高さLH：5.0 ｍ、到達真
空度PV：10Torr、D1／D2：2.0 の条件下で、流量Ｑ：15
Nm3/min の酸素を、処理開始４分後から５分間にわたっ
て供給する吹錬を行った。このときのαは、0.72であっ
た。かくして得られた溶鋼の成分組成を、表１に示す。
【００２１】
【表１】
【００２２】また、比較として、吹錬条件をランス高さ
LH：2.5 ｍ、到達真空度PV：10Torr、ランス径D1／D2：
3.0 とし、流量Ｑ：15Nm3/min の酸素を、処理開始５分
後から３分間にわたって供給する操業も行った。このと
きのαは、1.98であった。かくして得られた溶鋼の成分
組成を、表２に示す。
LH：2.5 ｍ、到達真空度PV：10Torr、ランス径D1／D2：
3.0 とし、流量Ｑ：15Nm3/min の酸素を、処理開始５分
後から３分間にわたって供給する操業も行った。このと
きのαは、1.98であった。かくして得られた溶鋼の成分
組成を、表２に示す。
【００２３】
【表２】
【００２４】表３に、本発明例と比較例における、Cr酸
化量、温度降下量およびＲＨ処理後酸素量を比較して示
す。同表から、本発明法によって、低酸素ステンレス溶
鋼を、低いCr酸化量および小さい温度降下の下に、得ら
れることがわかる。
化量、温度降下量およびＲＨ処理後酸素量を比較して示
す。同表から、本発明法によって、低酸素ステンレス溶
鋼を、低いCr酸化量および小さい温度降下の下に、得ら
れることがわかる。
【００２５】
【表３】
【００２６】実施例２ 上底吹き転炉にて、弱還元後出鋼した60ｔのステンレス
溶鋼を、上吹きランスをそなえる容積60ｔのＶＯＤ装置
を用いて、ランス高さLH：3.5 ｍ、到達真空度PV：5.0T
orr 、D1／D2：１の条件下で、流量Ｑ：10Nm3/min の酸
素を、処理開始５分後から８分間にわたって供給する吹
錬を行った。このときのαは、1.08であった。かくして
得られた溶鋼の成分組成を、表４に示す。
溶鋼を、上吹きランスをそなえる容積60ｔのＶＯＤ装置
を用いて、ランス高さLH：3.5 ｍ、到達真空度PV：5.0T
orr 、D1／D2：１の条件下で、流量Ｑ：10Nm3/min の酸
素を、処理開始５分後から８分間にわたって供給する吹
錬を行った。このときのαは、1.08であった。かくして
得られた溶鋼の成分組成を、表４に示す。
【００２７】
【表４】
【００２８】また、比較として、吹錬条件をランス高さ
LH：1.5 ｍ、到達真空度PV：5.0Torr 、D1／D2：２と
し、流量Ｑ：10Nm3/min の酸素を、処理開始５分後から
８分間にわたって供給する操業も行った。このときのα
は、2.06であった。かくして得られた溶鋼の成分組成
を、表５に示す。
LH：1.5 ｍ、到達真空度PV：5.0Torr 、D1／D2：２と
し、流量Ｑ：10Nm3/min の酸素を、処理開始５分後から
８分間にわたって供給する操業も行った。このときのα
は、2.06であった。かくして得られた溶鋼の成分組成
を、表５に示す。
【００２９】
【表５】
【００３０】表６に、本発明例と比較例における、Cr酸
化量、温度降下量およびＲＨ処理後酸素量を比較して示
す。同表から、本発明法によって、低酸素ステンレス溶
鋼を、低いCr酸化量および小さい温度降下の下に、得ら
れることがわかる。
化量、温度降下量およびＲＨ処理後酸素量を比較して示
す。同表から、本発明法によって、低酸素ステンレス溶
鋼を、低いCr酸化量および小さい温度降下の下に、得ら
れることがわかる。
【００３１】
【表６】
【００３２】実施例３ 上底吹き転炉にて、還元後出鋼した100 ｔの極低炭素ス
テンレス溶鋼を、上吹きランスをそなえる容積100 ｔの
ＲＨ式環流脱ガス装置を用いて、ランス高さLH：3.0
ｍ、到達真空度PV：5.0Torr 、D1／D2：2.0 の条件下
で、流量Ｑ：15Nm3/min の酸素を、処理開始４分後から
30分間にわたって供給する吹錬を行った。その後、15分
間のリムド脱炭を行った。このときのαは、1.47であっ
た。かくして得られた溶鋼の成分組成を、表７に示す。
テンレス溶鋼を、上吹きランスをそなえる容積100 ｔの
ＲＨ式環流脱ガス装置を用いて、ランス高さLH：3.0
ｍ、到達真空度PV：5.0Torr 、D1／D2：2.0 の条件下
で、流量Ｑ：15Nm3/min の酸素を、処理開始４分後から
30分間にわたって供給する吹錬を行った。その後、15分
間のリムド脱炭を行った。このときのαは、1.47であっ
た。かくして得られた溶鋼の成分組成を、表７に示す。
【００３３】
【表７】
【００３４】また、比較として、吹錬条件をランス高さ
LH：1.0 ｍ、到達真空度PV：30Torr、D1／D2：4.5 と
し、流量Ｑ：30Nm3/min の酸素を、処理開始４分後から
20分間にわたって供給する操業も行った。その後、上記
実施例と同様に、15分間のリムド脱炭を行った。このと
きのαは、4.58であった。かくして得られた溶鋼の成分
組成を、表８に示す。
LH：1.0 ｍ、到達真空度PV：30Torr、D1／D2：4.5 と
し、流量Ｑ：30Nm3/min の酸素を、処理開始４分後から
20分間にわたって供給する操業も行った。その後、上記
実施例と同様に、15分間のリムド脱炭を行った。このと
きのαは、4.58であった。かくして得られた溶鋼の成分
組成を、表８に示す。
【００３５】
【表８】
【００３６】表９に、本発明例と比較例における、Cr酸
化量、温度降下量およびＲＨ処理後酸素量を比較して示
す。同表から、本発明法はCr酸化量が低いため、高いＴ
ｉ歩留りが得られることがわかる。なお、比較例におい
ても温度降下を小さくできたが、これはCrの酸化発熱量
が大きいためである。
化量、温度降下量およびＲＨ処理後酸素量を比較して示
す。同表から、本発明法はCr酸化量が低いため、高いＴ
ｉ歩留りが得られることがわかる。なお、比較例におい
ても温度降下を小さくできたが、これはCrの酸化発熱量
が大きいためである。
【００３７】
【表９】
【００３８】
【発明の効果】本発明によれば、Cr酸化および温度低下
の抑制の下に脱炭を促進することができる。従って、従
来はＶＯＤで行っていた〔Ｃ〕が200ppm以下の鋼種にお
いてもCr酸化を抑制できる。また、転炉の吹き止め
〔Ｃ〕を上昇させることができるため、ＦｅＳｉの低減
が可能である。さらに、Cr酸化量を極めて少なくでき、
脱酸剤としてＡｌを用いることなしに、50ppm 以下の低
酸素化を実現し得る。
の抑制の下に脱炭を促進することができる。従って、従
来はＶＯＤで行っていた〔Ｃ〕が200ppm以下の鋼種にお
いてもCr酸化を抑制できる。また、転炉の吹き止め
〔Ｃ〕を上昇させることができるため、ＦｅＳｉの低減
が可能である。さらに、Cr酸化量を極めて少なくでき、
脱酸剤としてＡｌを用いることなしに、50ppm 以下の低
酸素化を実現し得る。
【図１】処理前〔Ｃ〕＋〔Ｎ〕とCr酸化量との関係を示
すグラフである。
すグラフである。
【図２】脱酸速度定数ｋとαとの関係を示すグラフであ
る。
る。
【図３】温度降下量とαとの関係を示すグラフである。
─────────────────────────────────────────────────────
【手続補正書】
【提出日】平成５年４月６日
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００２７
【補正方法】変更
【補正内容】
【００２７】
【表４】
【手続補正２】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００２９
【補正方法】変更
【補正内容】
【００２９】
【表５】
【手続補正３】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００３０
【補正方法】変更
【補正内容】
【００３０】表６に、本発明例と比較例における、Cr酸
化量、温度降下量およびＶＯＤ処理後酸素量を比較して
示す。同表から、本発明法によって、低酸素ステンレス
溶鋼を、低いCr酸化量および小さい温度降下の下に、得
られることがわかる。
化量、温度降下量およびＶＯＤ処理後酸素量を比較して
示す。同表から、本発明法によって、低酸素ステンレス
溶鋼を、低いCr酸化量および小さい温度降下の下に、得
られることがわかる。
Claims (1)
- 【請求項１】 製鋼炉で溶製されたステンレス溶鋼の真
空脱ガス, 脱炭処理に当たり、該処理開始時の溶鋼中の
〔Ｃ〕および〔Ｎ〕を合計で0.14wt％以上に調整し、真
空脱ガス処理槽内の溶鋼表面に、上吹きランスを介し
て、下記式で定義されるαが−１〜４の範囲となる、酸
化性ガスの吹付けを行うことを特徴とするステンレス溶
鋼の脱ガス, 脱炭処理法。 記 α＝−0.808(LH)0.7＋0.00191(PV) ＋0.00388(D2/D1)2
Ｑ＋2.97 ここで、LH：真空脱ガス処理槽内における、溶鋼の静止
浴面から上吹きランス先端部までの高さ（ｍ） PV：酸化性ガス供給後の真空脱ガス処理槽内の真空度
（Torr） D1：上吹きランスのノズルスロート径（mm） D2：上吹きランスのノズル開口径（mm） Ｑ：酸素ガス流量（Nm3/min)
Priority Applications (8)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26865392A JP3269671B2 (ja) | 1992-10-07 | 1992-10-07 | ステンレス溶鋼の脱ガス， 脱炭処理法 |
| US08/131,894 US5356456A (en) | 1992-10-07 | 1993-10-05 | Method of degassing and decarburizing stainless molten steel |
| TW082108273A TW233311B (ja) | 1992-10-07 | 1993-10-06 | |
| FI934384A FI101160B (fi) | 1992-10-07 | 1993-10-06 | Menetelmä kaasun ja hiilen poistamiseksi sulasta ruostumattomasta terä ksestä |
| EP93116253A EP0591971B1 (en) | 1992-10-07 | 1993-10-07 | Method of degassing and decarburizing stainless molten steel |
| KR1019930020960A KR960006446B1 (ko) | 1992-10-07 | 1993-10-07 | 스텐레스용강의 진공탈가스, 탈탄처리방법 |
| ZA937450A ZA937450B (en) | 1992-10-07 | 1993-10-07 | Method of degassing and decarburizing stainless molten steel |
| DE69324878T DE69324878T2 (de) | 1992-10-07 | 1993-10-07 | Verfahren zum Entgasen und Entkohlen von geschmolzenem rostfreien Stahl |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26865392A JP3269671B2 (ja) | 1992-10-07 | 1992-10-07 | ステンレス溶鋼の脱ガス， 脱炭処理法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06116625A true JPH06116625A (ja) | 1994-04-26 |
| JP3269671B2 JP3269671B2 (ja) | 2002-03-25 |
Family
ID=17461541
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26865392A Expired - Fee Related JP3269671B2 (ja) | 1992-10-07 | 1992-10-07 | ステンレス溶鋼の脱ガス， 脱炭処理法 |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3269671B2 (ja) |
| ZA (1) | ZA937450B (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2020183841A1 (ja) * | 2019-03-13 | 2020-09-17 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Ｔｉ含有極低炭素鋼の製造方法 |
-
1992
- 1992-10-07 JP JP26865392A patent/JP3269671B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
1993
- 1993-10-07 ZA ZA937450A patent/ZA937450B/xx unknown
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2020183841A1 (ja) * | 2019-03-13 | 2020-09-17 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Ｔｉ含有極低炭素鋼の製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| ZA937450B (en) | 1994-04-26 |
| JP3269671B2 (ja) | 2002-03-25 |
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