JPH06925B2 - ステンレス鋼の精錬方法 - Google Patents
ステンレス鋼の精錬方法Info
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- JPH06925B2 JPH06925B2 JP61000038A JP3886A JPH06925B2 JP H06925 B2 JPH06925 B2 JP H06925B2 JP 61000038 A JP61000038 A JP 61000038A JP 3886 A JP3886 A JP 3886A JP H06925 B2 JPH06925 B2 JP H06925B2
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/20—Recycling
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- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明はステンレス鋼の精錬方法に関し、特に精錬中酸
化期でのCr酸化の抑制および炉壁耐火物の保護とに優れ
た特性を示す精錬方法についての提案である。
化期でのCr酸化の抑制および炉壁耐火物の保護とに優れ
た特性を示す精錬方法についての提案である。
（従来の技術） ステンレス鋼の精錬においては、安価なCr源である高炭
素フェロクロム(HCFeCr)を使用することとしているの
で、そのHCFeCrから入るＣ及び熔銑中の〔Ｃ〕を低減さ
せる酸化期と酸化期中に酸化されたCrを回収する還元期
とがある。即ち、酸化期は脱炭を主目的としているが、
終点〔Ｃ〕：0.04〜0.70％程度まで吹精脱炭する過程で
鋼中Crの消耗が不可避に生じる。
素フェロクロム(HCFeCr)を使用することとしているの
で、そのHCFeCrから入るＣ及び熔銑中の〔Ｃ〕を低減さ
せる酸化期と酸化期中に酸化されたCrを回収する還元期
とがある。即ち、酸化期は脱炭を主目的としているが、
終点〔Ｃ〕：0.04〜0.70％程度まで吹精脱炭する過程で
鋼中Crの消耗が不可避に生じる。
一方、酸化期に生じたCr燃焼量に応じ、還元期にフェロ
シリコン(FeSi)を炉内に投入し、Ar，N2等の不活性ガス
を吹込んでその撹拌力で下記(1)式の還元反応を生ぜし
め、Cr酸化物の還元回収を行うとともに生石灰を投入し
て、(2)式の反応によって脱硫を行っている。
シリコン(FeSi)を炉内に投入し、Ar，N2等の不活性ガス
を吹込んでその撹拌力で下記(1)式の還元反応を生ぜし
め、Cr酸化物の還元回収を行うとともに生石灰を投入し
て、(2)式の反応によって脱硫を行っている。
2(Cr2O3)＋3Si →4Cr＋3(SiO2 (1) 2(CaO)＋2S＋Si →2(CaS)+(SiO2 (2) なお、かかるステンレス鋼の精錬においては、還元期で
の脱硫能を確保するという要請から、該還元期スラグの
CaO/SiO2は約1.9以上としなければならない。しかも、
炉体れんがの溶損を抑制するという目的を実現するため
に、内張耐火物中のMgOの溶出を低減されうためドロマ
イトやマグネシアクリンカー（特開昭55-94428号公報）
の添加を行っており、スラグ中のSiO2量が増大する還元
期においてもMgO/SiO2の値が0.35以上を示すような副原
料（造滓材）の添加が必要とされていた。
の脱硫能を確保するという要請から、該還元期スラグの
CaO/SiO2は約1.9以上としなければならない。しかも、
炉体れんがの溶損を抑制するという目的を実現するため
に、内張耐火物中のMgOの溶出を低減されうためドロマ
イトやマグネシアクリンカー（特開昭55-94428号公報）
の添加を行っており、スラグ中のSiO2量が増大する還元
期においてもMgO/SiO2の値が0.35以上を示すような副原
料（造滓材）の添加が必要とされていた。
一方、酸化期に着目すると、Cr酸化量の低減はコストの
面から見ると非常に重要な課題であり、従来その対策と
しては、酸化期中に投入する副原料の量を少なくしてス
ラグのボリュームを低減させ、スラグ−メタル間におけ
るCr2O3/Crの比を上げ、還元期に至って多量の副原料を
投入することにより、所望のCaO/SiO2値を確保するとい
う方法を採用していた。
面から見ると非常に重要な課題であり、従来その対策と
しては、酸化期中に投入する副原料の量を少なくしてス
ラグのボリュームを低減させ、スラグ−メタル間におけ
るCr2O3/Crの比を上げ、還元期に至って多量の副原料を
投入することにより、所望のCaO/SiO2値を確保するとい
う方法を採用していた。
（発明が解決しようとする問題点） しかしながら、酸化期スラグボリュームを抑え、かつCr
2O3/Cr比を高く維持するという上述の従来方法による
と、酸化期の副原料投入量を最小にしなければならない
ため、還元期塩基度確保用の生石灰が、還元初期に大量
投入されることになるから還元期の温度降下が増大す
る。従って、出鋼温度確保のための最高到達温度上昇に
よる転炉耐火物寿命の短縮という問題点が生ずる。
2O3/Cr比を高く維持するという上述の従来方法による
と、酸化期の副原料投入量を最小にしなければならない
ため、還元期塩基度確保用の生石灰が、還元初期に大量
投入されることになるから還元期の温度降下が増大す
る。従って、出鋼温度確保のための最高到達温度上昇に
よる転炉耐火物寿命の短縮という問題点が生ずる。
本発明は、Cr酸化量の低減および耐火物寿命向上を図る
ことを目的とする。
ことを目的とする。
（問題点を解決するための手段） 本発明者らは、精錬中酸化期におけるスラグ分析を行っ
た。その結果、スラグ中Cr2O3はMgOと化合し、CaOとは
化合し難いことが判った。従って、MgOを酸化期に投入
しなければ、CaOを大量に投入してもCr2O3の活性は低下
せず、Crの酸化量を低減させ得ることを知見していた。
すなわち、本発明の構成の骨子とするところは、 脱炭を主とする酸化期と酸化クロムを還元する還元期と
を経てステンレス鋼を精錬するに当り、前記酸化期には
実質的に生石灰を主体とする副原料を添加し、前記還元
期には実質的にMgO質材料を主体とする副原料を添加す
ることを特徴とするステンレス鋼の精錬方法、 にある。
た。その結果、スラグ中Cr2O3はMgOと化合し、CaOとは
化合し難いことが判った。従って、MgOを酸化期に投入
しなければ、CaOを大量に投入してもCr2O3の活性は低下
せず、Crの酸化量を低減させ得ることを知見していた。
すなわち、本発明の構成の骨子とするところは、 脱炭を主とする酸化期と酸化クロムを還元する還元期と
を経てステンレス鋼を精錬するに当り、前記酸化期には
実質的に生石灰を主体とする副原料を添加し、前記還元
期には実質的にMgO質材料を主体とする副原料を添加す
ることを特徴とするステンレス鋼の精錬方法、 にある。
なお、本発明の別の目的である炉壁保護に関しては、還
元期におけるMgO/SiO20.35さえ確保すれば、たとえ酸
化期中のスラグのMgO/SiO2は低くてもよい。従って、本
発明は、上述の如く酸化期には生石灰の投入で足りるの
である。即ち、酸化期は、スラグの融点が高く化学反応
に伴う溶損よりも吹錬温度の影響の方が大きいから、還
元期のスラグ性状ほど期にする必要がないからである。
元期におけるMgO/SiO20.35さえ確保すれば、たとえ酸
化期中のスラグのMgO/SiO2は低くてもよい。従って、本
発明は、上述の如く酸化期には生石灰の投入で足りるの
である。即ち、酸化期は、スラグの融点が高く化学反応
に伴う溶損よりも吹錬温度の影響の方が大きいから、還
元期のスラグ性状ほど期にする必要がないからである。
（作 用） スレンレス鋼精錬における酸化期のCr燃焼は(3)式によ
って特徴づけられる。
って特徴づけられる。
2Cr＋3CO＝3C＋(Cr2O3 (3) 即ち、Cr燃焼の抑制には、Cr2O3の活量を高く維持する
ことが重要である。しかしながら、スラグ中にMgOが存
在すると、Cr2O3とスピネル型の安定な化合物：ピクロ
クロマイト(MgO・Cr2O3)を形成し、Cr2O3の活量を低下さ
せる。
ことが重要である。しかしながら、スラグ中にMgOが存
在すると、Cr2O3とスピネル型の安定な化合物：ピクロ
クロマイト(MgO・Cr2O3)を形成し、Cr2O3の活量を低下さ
せる。
ところが、CaOはSiO2存在下ではCr2O3とは安定な化合物
を作らない。従来法における酸化期末期（〔Ｃ〕≦0.15
％）スラグのEPMA分析写真を第２図に示す。この写真か
らCa存在域にCrは存在せず、Mg存在域にCrの濃化が認め
られる。つまりCr2O3はCaOとは結び付かずMgOと結びつ
いていることがわかる。
を作らない。従来法における酸化期末期（〔Ｃ〕≦0.15
％）スラグのEPMA分析写真を第２図に示す。この写真か
らCa存在域にCrは存在せず、Mg存在域にCrの濃化が認め
られる。つまりCr2O3はCaOとは結び付かずMgOと結びつ
いていることがわかる。
従って、酸化期におけるMgO分の投入を中止し、還元期
投入副原料を最小にするべく、従来還元期に投入してい
たCaO分を酸化期に投入することとし、また還元期には
スラグ中のMgO/SiO2≧0.35を確保するための、MgO分
を、MgO含有率の高いマグネシアクリンカー、天然マグ
ネサイト、高マグネシアれんが屑等で確保し添加する。
投入副原料を最小にするべく、従来還元期に投入してい
たCaO分を酸化期に投入することとし、また還元期には
スラグ中のMgO/SiO2≧0.35を確保するための、MgO分
を、MgO含有率の高いマグネシアクリンカー、天然マグ
ネサイト、高マグネシアれんが屑等で確保し添加する。
要するに本発明は、かかる知見をもとに、酸化期には、
生石灰その他フッ化カルシウム、鉱石等の滓化促進剤を
含む実質的に生石灰が主体である含原料の添加が有効て
あり、一方還元期にはMgO質材料とその他の滓化促進剤
および塩基度調製用としての少量の生石灰を含む実質的
にMgO質材を主体とする副原料を添加することとした。
生石灰その他フッ化カルシウム、鉱石等の滓化促進剤を
含む実質的に生石灰が主体である含原料の添加が有効て
あり、一方還元期にはMgO質材料とその他の滓化促進剤
および塩基度調製用としての少量の生石灰を含む実質的
にMgO質材を主体とする副原料を添加することとした。
なお、還元期に添加する含原料としてMgO含有量の高い
マグネシアクリンカーを用いる理由は、所定のMgO/SiO2
にするのに多量に添加しなければならないようだと、温
度降下が大きくなること及びＣピックアップが生じるか
らである。従って70％以上のMgO含有するMgO質材料を用
いるのが好ましい。
マグネシアクリンカーを用いる理由は、所定のMgO/SiO2
にするのに多量に添加しなければならないようだと、温
度降下が大きくなること及びＣピックアップが生じるか
らである。従って70％以上のMgO含有するMgO質材料を用
いるのが好ましい。
上記方法によって、酸化期におけるスラグ・ボリューム
の増大にもかかわらず、Cr2O3の活量は高く維持でき、C
r燃焼の抑制が可能である。又、本発明方法によると、
酸化期スラグ中のMoO/SiO2は著しく低い値になってしま
うが、従来法と比べて塩基度が高いこととと還元期の温
度降下減少により、酸化期の吹錬温度低下が実現できる
ことなどによって転炉耐火物の損耗も著しく低下させる
ことができるようになる。
の増大にもかかわらず、Cr2O3の活量は高く維持でき、C
r燃焼の抑制が可能である。又、本発明方法によると、
酸化期スラグ中のMoO/SiO2は著しく低い値になってしま
うが、従来法と比べて塩基度が高いこととと還元期の温
度降下減少により、酸化期の吹錬温度低下が実現できる
ことなどによって転炉耐火物の損耗も著しく低下させる
ことができるようになる。
（実施例） 85トン上底吹き転炉で、第１図に示したような含原料投
入パターン(CaF2等の滓化促進剤等の副原料ほ図示して
いない）で吹錬を行い、従来方法と比較した。
入パターン(CaF2等の滓化促進剤等の副原料ほ図示して
いない）で吹錬を行い、従来方法と比較した。
母溶鋼使用のSUS304および脱燐熔銑を使用し転炉で高炭
素FeCrによってCr源を添加してなるSUS430等について行
ったものである。副原料投入パターンについては高炭素
FeCrを除いてほぼ同様である。
素FeCrによってCr源を添加してなるSUS430等について行
ったものである。副原料投入パターンについては高炭素
FeCrを除いてほぼ同様である。
第３図に、酸化期末期におけるＣとCrの濃度の関係を示
す。図より、明らかなように、本発明法の方が同一Ｃ濃
度でのCr濃度が高くなっている。つまり、Cr酸化が抑制
されていることがわかる。また同じく酸化期末期におけ
る脱炭酸素効率について、脱炭速度を(4)式によって定
義し、酸素流量一定のもので(4)式を積分して得られる
(5)式の物質移動係数ｋ′によって、本発明方法の効果
を調査した。
す。図より、明らかなように、本発明法の方が同一Ｃ濃
度でのCr濃度が高くなっている。つまり、Cr酸化が抑制
されていることがわかる。また同じく酸化期末期におけ
る脱炭酸素効率について、脱炭速度を(4)式によって定
義し、酸素流量一定のもので(4)式を積分して得られる
(5)式の物質移動係数ｋ′によって、本発明方法の効果
を調査した。
第４図は、酸化末期（低炭素域）における酸素原単位と
ln(CF/CT)の関係を示すもので、直線の傾き（ｋ′）よ
り、本発明法によって酸化末期（低炭素域）の脱炭酸素
効率が上昇していることがわかる。
ln(CF/CT)の関係を示すもので、直線の傾き（ｋ′）よ
り、本発明法によって酸化末期（低炭素域）の脱炭酸素
効率が上昇していることがわかる。
以上述べたように85トン上底吹き転炉を用い、電気炉で
溶解した高Cr母溶鋼からSUS304の溶製脱Ｐ熔銑を使用し
高炭素FeCrを添加し溶製したSUS430各々50チャージの実
験を行いその結果を表１，２，３に平均値で示した。表
１は、SUS304の還元期における副原料投入量と温度降下
量の比較を示したもので、本発明法によれば従来法より
約10℃温度を低くすることができ、これにより炉寿命の
大幅な向上を図ることができる。
溶解した高Cr母溶鋼からSUS304の溶製脱Ｐ熔銑を使用し
高炭素FeCrを添加し溶製したSUS430各々50チャージの実
験を行いその結果を表１，２，３に平均値で示した。表
１は、SUS304の還元期における副原料投入量と温度降下
量の比較を示したもので、本発明法によれば従来法より
約10℃温度を低くすることができ、これにより炉寿命の
大幅な向上を図ることができる。
なお、表１において、本発明法で還元期に50チャージ平
均で塩基度調製生石灰を3.97kg/t投入となっているが、
還元期に塩基度調製生石灰投入なしが11チャージ含まれ
ている。
均で塩基度調製生石灰を3.97kg/t投入となっているが、
還元期に塩基度調製生石灰投入なしが11チャージ含まれ
ている。
表２、表−３に、SUS304，SUS430の溶製に使用した副原
料単位の比較を示す。この表２，３から明らかなよう
に、本発明法によりCr酸化量が低減することから還元期
におけるFeCrの投入量が約１〜2.5kg/tの削減が可能と
なり、FeSi削減によって生石灰の添加量約５〜７kg/tと
大幅に削減することができ、製造コストを大幅に低減す
ることができる。
料単位の比較を示す。この表２，３から明らかなよう
に、本発明法によりCr酸化量が低減することから還元期
におけるFeCrの投入量が約１〜2.5kg/tの削減が可能と
なり、FeSi削減によって生石灰の添加量約５〜７kg/tと
大幅に削減することができ、製造コストを大幅に低減す
ることができる。
また第５図に還元後のスラグ分析値より計算される転炉
耐火物からのMgO溶出量とMgO/SiO2の関係を示すが、こ
の図から本発明方法による吹錬法の転炉耐火物に与える
影響が従来と変わらないものであることがわかる。
耐火物からのMgO溶出量とMgO/SiO2の関係を示すが、こ
の図から本発明方法による吹錬法の転炉耐火物に与える
影響が従来と変わらないものであることがわかる。
（発明の効果） 以上説明したように上底吹転炉でのステンレス鋼精錬に
おいて、本発明による精錬法を実施することによって、
次のような効果が期待できる。
おいて、本発明による精錬法を実施することによって、
次のような効果が期待できる。
(1) 酸化期のCr燃焼を抑制することによる、還元期の
還元剤及び含原料原単位削減。
還元剤及び含原料原単位削減。
(2) 精錬温度低下による耐火物寿命の延長。
(3) 低炭素域における脱炭酸素効率向上による精錬時
間の短縮。
間の短縮。
第１図は、ステンレス鋼精錬における副原料投入パター
ンの説明図、 第２図（イ）〜（ニ）は、従来法の酸化期末期における
鋼スラグの結晶構造を示す電子顕微鏡写真、 第３図は、酸化期末期におけるＣ濃度とCr濃度の関係、 第４図は、酸化期末期における酸素原単位とln(CF/CT)
の関係を示すグラフ、 第５図は、還元後スラグのMgO/SiO2とMgO溶出量の関係
を示すグラフである。
ンの説明図、 第２図（イ）〜（ニ）は、従来法の酸化期末期における
鋼スラグの結晶構造を示す電子顕微鏡写真、 第３図は、酸化期末期におけるＣ濃度とCr濃度の関係、 第４図は、酸化期末期における酸素原単位とln(CF/CT)
の関係を示すグラフ、 第５図は、還元後スラグのMgO/SiO2とMgO溶出量の関係
を示すグラフである。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 亀山 恭一 千葉県千葉市川崎町１番地 川崎製鉄株式 会社千葉製鉄所内
Claims (1)
- 【請求項１】脱炭を主とする酸化期と酸化クロムを還元
する還元期とを経てステンレス鋼を精錬するに当り、前
記酸化期には実質的に生石灰を主体とする副原料を添加
し、前記還元期には実質的にMgO質材料を主体とする副
原料を添加することを特徴とするステンレス鋼の精錬方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP61000038A JPH06925B2 (ja) | 1986-01-06 | 1986-01-06 | ステンレス鋼の精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP61000038A JPH06925B2 (ja) | 1986-01-06 | 1986-01-06 | ステンレス鋼の精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS62158813A JPS62158813A (ja) | 1987-07-14 |
| JPH06925B2 true JPH06925B2 (ja) | 1994-01-05 |
Family
ID=11463152
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP61000038A Expired - Fee Related JPH06925B2 (ja) | 1986-01-06 | 1986-01-06 | ステンレス鋼の精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH06925B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100402018B1 (ko) * | 1999-12-01 | 2003-10-17 | 주식회사 포스코 | 오스테나이트계 스테인레스 강의 제조방법 |
| KR100516497B1 (ko) * | 2001-12-04 | 2005-09-23 | 주식회사 포스코 | 스테인레스 강의 용강정련방법 |
| JP5315669B2 (ja) * | 2007-11-05 | 2013-10-16 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Ｒｈ真空脱ガス装置による溶鋼の精錬方法 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5928514A (ja) * | 1982-08-06 | 1984-02-15 | Kawasaki Steel Corp | ステンレス鋼の精錬方法 |
-
1986
- 1986-01-06 JP JP61000038A patent/JPH06925B2/ja not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5928514A (ja) * | 1982-08-06 | 1984-02-15 | Kawasaki Steel Corp | ステンレス鋼の精錬方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS62158813A (ja) | 1987-07-14 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |