KR20040014599A

KR20040014599A - 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법

Info

Publication number: KR20040014599A
Application number: KR10-2003-7017195A
Authority: KR
Inventors: 나까오류지; 다나까도모아끼; 이가라시마사오; 요시노고이찌로
Original assignee: 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤
Priority date: 2001-07-02
Filing date: 2002-07-01
Publication date: 2004-02-14
Also published as: EP1403387A4; CN100577821C; CN1522307A; US6830606B2; TW577929B; US20040182203A1; JPWO2003004707A1; JP4532106B2; JP2010133030A; BR0210801A; WO2003004707A1; JP5225308B2; EP1403387A1

Abstract

본 발명은 상압 또는 감압하의 크롬함유 용강의 탈탄 정련에 있어서, 종래 개시되어 있는 기술에서는,〔Cr〕의 산화 손실의 억제가 충분하지 않고, 또한 내화물의 용손이 크다는 문제점을 해결하는 것으로, 정련중의 용강 온도를 실측에 의해 또는 정련전 용강 온도와 정련 조건으로부터 계산에 의해 구하고, 정련중의〔C〕농도 및 〔Cr〕농도를 정련전 용강 성분과 정련 조건으로부터 계산에 의해 또는 실측에 의해 구하고, 정련중의 분위기중 CO 분압 PCO 을 분위기의 전압 P과 산화 가스 공급 속도 및 불활성 가스 공급 속도로부터 구하고, 상기〔C〕농도, 〔Cr〕농도, P_CO에 근거하여 Hilty의 평균 온도 T_H를 구하고, 상기 정련중의 용강 온도와 Hilty의 평균 온도 T_H와의 차 ΔT를 구하여, ΔT 가 소정치 이상이 되도록 정련 조건을 제어한다.

Description

크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법 {METHOD FOR DECARBONIZATION REFINING OF CHROMIUM-CONTAINING MOLTEN STEEL}

종래, 스텐레스강과 같은 크롬을 11 질량％ 이상 포함하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련에 있어서, 〔C〕농도에 따른 정련을 행하는 방법으로서는, 탈탄 중기 이후(예를 들면, 〔C〕농도 0.7 질량％ 이하)에 있어서, 산소 가스(이하, 간단히 산소라 한다)와 함께 희석 가스를 취입(吹入)함으로써, 분위기중의 CO 가스 분압(P_CO)을 낮추는 희석 탈탄법 및 용강을 제강용 용기에 출강(tapping)하여, 제강용 용기내를 감압하여 처리를 행하는 진공 탈탄법이 널리 이용되고 있다. 전자는 일반적으로 AOD법 및 상부 저부 취입 전로법으로 불리며, 후자는 VOD법으로 불리고 있다.

또한, 최근에는 일본 공개 특허 평3-68713호 공보 및 일본 공개 특허 평4-254509호 공보에 개시된 바와 같이, AOD법에 있어서, 탈탄 도중에 감압 정련을 부여하는 진공 AOD법도 이용할 수 있게 되었다. 진공 AOD법에서는 VOD법과 마찬가지로,〔C〕농도에 따라서 산소 공급량의 조정과 진공도의 조정을 행하는 방법이 행해지고 있다.

이들 방법은 모두 용강중 〔Cr〕의 산화 손실을 억제하면서 효율적으로 탈탄을 진행시키려는 것이다. 그러나, 지금까지의 방법으로는 〔C〕농도가 저하함에 따라서, 〔Cr〕의 산화를 피할 수 없고, 〔Cr〕의 산화량이 증대하였다.

종래, 용강중 〔Cr〕의 산화 손실을 억제하기 위해, 예를 들면 VOD법에서는, 일본 공개 특허 소55-89417호 공보와 일본 공개 특허 소55-152118호 공보에 나타나 있는 바와 같이, 탈탄의 진행에 따른 산소 공급량의 조정과 진공도의 조정(100 Torr 이하)을 수행하였다. 또한, AOD법에서는 〔C〕농도의 저하에 따라서 희석 가스 비율을 높이는 방법과, 또는 상기 진공 AOD법을 이용하여 탈탄 도중부터 진공 진공 정련을 부여하는 방법을 행했다.

이상의 방법, 예를 들면 〔C〕농도의 저하에 따라서 희석 가스 비율을 높이는 방법에 있어서는, 〔Cr〕산화 방지를 목적으로 희석 가스 비율을 지나치게 높이면, 고가의 희석 가스를 다량으로 사용하게 되어, 정련 비용의 상승을 초래한다. 반대로 희석 가스의 삭감을 행하려고 하면 〔Cr〕의 산화 손실을 충분히 방지할 수 없다.

또한, VOD법, AOD법 및 진공 AOD법으로 크롬함유 용강의 탈탄 정련을 행하는 경우, 용강 온도의 측정, 용강의 샘플링 및 조성 분석에 장시간을 요하므로, 용강 온도의 측정은 간헐적으로 수행하거나, 또는 측정을 행하지 않고, 또한 용강중〔C〕농도도 연속적으로 파악되지 않았으므로, 용강 온도 및 〔C〕농도에 따른 정련조작이 충분히 행해지지는 않았다. 그 결과, 과잉되게 P_CO를 낮추는 조작, 즉 진공도를 높이는 것과 희석 가스를 다량으로 취입하는 것이 이루어져, 〔Cr〕의 산화 및 내화물의 용손은 충분히 억제되지 않고, 또한 정련 비용의 상승 및 산소 공급 속도의 저하에 따른 생산성의 저하를 초래하였다.

상술한 문제중에서 용강 온도 측정의 문제를 해결하는 방법으로서, 일본 공개 특허 평11-124618호 공보에 의한 정련 방법이 알려져 있다. 이 방법은 크롬함유 용강의 온도를 연속적으로 측정하고, 측정한 용강 온도에 따라서, 취입 가스의 산소 가스 비율, 합금의 첨가량, 냉각재의 첨가량, 부원료(副原料)의 첨가량을 제어하여, 〔Cr〕의 산화 손실을 적게 하고, 또 정련로의 내화물의 용손(溶損)을 경감할 수 있다고 되어 있다.

그러나, 이 방법에서는 취련(吹鍊)중의 탈탄 산소 효율(취입 산소 가스의 탈탄에 사용되는 비율. 이하, 탈탄 산소 효율 η으로 기재한다)의 추이와 용강중〔C〕농도가 정확히 파악되어 있는 않은 결과, 특히 감압하의 조업에 있어서 정련 제어 조작이 불충분하며, 그 결과, 〔Cr〕의 산화 손실이 아직 크며, 생산성이 충분히 향상되지 않았음을 확인하였다.

본 발명은 크롬함유 강의 상압 또는 감압 탈탄 정련에 있어서, 용강 온도 및 〔C〕농도에 따른 정련을 수행함으로써, 크롬의 산화 손실과 내화물의 손모(損耗) 등을 적게 하는 방법에 관한 것이다.

도1은 본 발명을 실시하기 위한 장치의 예를 모식적으로 나타낸 도면이다.

도2는 감압 정련 개시전의 실적〔O〕농도와 계산〔O〕농도의 관계를 나타낸 도면이다.

도3은 감압 정련 개시전의 계산〔O〕농도와 감압 정련에서의 자연 탈탄량의 관계를 나타낸 도면이다.

도4는 상압 AOD 정련에서의 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상에서의 ΔT와 탈탄 산소 효율의 관계를 나타낸 도면이다.

도5는 감압 AOD 정련에서의 용강중〔C〕농도 0.15 질량％ 이상에서의 ΔT와 산소 탈탄기에서의 탈탄 산소 효율의 관계를 나타낸 도면이다.

도6은 감압 AOD 정련에서의 용강중〔C〕농도 0.15 질량％ 이하에서의 ΔT 와 산소 탈탄기에서의 탈탄 산소 효율의 관계를 나타낸 도면이다.

도7은 확산 탈탄기의 정련 시간과 확산 탈탄기에서의 용강중〔C〕농도의 관계를 나타낸 도면이다.

본 발명은 상압 또는 감압하의 크롬함유 용강의 탈탄 정련에 있어서, 종래 개시되어 있는 기술에서는,〔Cr〕의 산화 손실의 억제가 충분하지 않고, 또 내화물의 용손이 크다는 문제점을 해결하는 것으로, 실측 또는 추정에 의해 구한 정련중의 용강 온도, 용강 성분 및 가스 취입 조건에 따라서 최적의 정련 조건을 정함으로써,〔Cr〕의 산화 손실 및 내화물의 용손을 저감하는 것을 과제로 한 것이다. 또한, 본 발명은 용강 온도를 연속적으로 측정하는 수단을 이용하여, 탈탄량을 연속적으로 구하고, 용강중〔C〕농도를 추정함과 동시에, 용강 온도 및〔C〕농도에 따른 정련 조업 조작을 수행함으로써, 〔Cr〕의 산화 손실 및 내화물의 용손을 저감하는 것을 과제로 한 것이다.

열역학 평형적으로는, 용강중〔C〕농도(질량％),〔Cr〕농도(질량％), 분위기중의 CO분압(P_CO: atm)과 평형을 이루는 용강 온도 T로서 Hilty의 평형 온도, Chipman의 평형 온도, 후와(不破) 등의 평형 온도 등이 알려져 있으나, 본 발명에서는 그 중에서도 잘 알려져 있는 Hilty의 평형 온도 T_H(K)를 이용한다. Hilty의 평형 온도 T_H(K)는 하기 (5)식에 의해서 기술된다.

T_H= ｛-13800 / (-8.76 + log(〔C〕P_CO/〔Cr〕)) ｝ … (5)식

본 발명자들은 크롬함유 용강의 정련중에 있어서, 용강 온도 T와 Hilty의 평형 온도와의 차가 소정값 이상이 되도록 정련 제어, 구체적으로는 용강중〔C〕농도, 〔Cr〕농도의 추이에 따라서 분위기중의 P_CO및 용강 온도를 조정하는 정련 제어를 수행하면, 불활성 가스를 과잉되게 사용하지 않고, 또 용강 온도를 과잉되게 상승시키지 않고도, 〔Cr〕의 산화 손실을 최소한으로 억제하여, 내화물의 용손을 방지할 수가 있음을 알아내었다.

또한, Hilty의 평형 온도에 따라서 정련 제어를 행할 때에, 정련중의〔C〕 농도와〔Cr〕농도의 추정 정도가 높을수록 정련 제어 정밀도도 향상된다. 본 발명자들은 고정밀도로〔C〕농도와〔Cr〕농도를 추정하는 방법을 알아내었다.

본 발명은 이상의 인식에 근거하여 이루어진 것으로, 그 요지로 하는 점은 이하와 같다.

(1) 대기압하 또는 감압하에서 크롬함유 용강에 산소 가스와 불활성 가스를 취입하여 탈탄 정련을 행하는 방법에 있어서, 정련중의 용강 온도를 실측에 의해 또는 정련전 용강 온도와 정련 조건으로부터 계산에 의해 구하고, 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 정련전 용강 성분과 정련 조건으로부터 계산에 의해 또는 실측에 의해 구하고, 정련중의 분위기중 CO분압 P_CO를 분위기의 전압 P와 산소 가스 공급 속도 및 불활성 가스 공급 속도로부터 구하고, 상기〔C〕농도,〔Cr〕농도, P_CO에 근거하여 Hilty의 평형 온도 T_H를 구하고, 상기 정련중의 용강 온도와 Hilty의 평형 온도 T_H와의 차 ΔT를 구하고, ΔT가 소정치 이상이 되도록 정련 조건을 제어하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(2) 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도는, 정련전의 용강 성분, 기체 산소 및 고체 산소원 합계의 산소 공급량, 취입 가스중의 산소 가스 비율의 추이, 과거의 정련 실적 데이터에 근거하여 계산에 의해 구하는 것을 특징으로 하는 상기 (1)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(3) 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도는, 배출 가스 분석 결과를 더 고려하여계산에 의해 구하는 것을 특징으로 하는 상기 (2)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(4) 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도는, 정련전의 용강 성분을 초기치로 하고, 상기 구한 ΔT의 함수로서 탈탄 산소 효율 η을 구하고, 그 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도로부터 탈탄 속도 및〔Cr〕산화 속도를 결정하여〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 갱신하고, 이 계산을 반복함으로써 축차〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 구하는 것을 특징으로 하는 상기 (1)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(5) 감압하에서 행하는 탈탄 정련을, 감압 개시부터 산소 가스의 취입을 개시할때까지의 기간(자연 탈탄기), 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 기간(산소 탈탄기), 자연 탈탄 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)로 나누어,

1) 상기 자연 탈탄기에 있어서는, 감압 개시전의 용강중〔C〕농도, 용강중 〔C〕의 활량(ac) 및 감압 개시전의 용강 온도로부터 감압 개시전의〔O〕농도를 구하고, 자연 탈탄기의 탈탄량을 그 감압 개시전의〔O〕농도의 함수로서 구하고, 〔Cr〕농도는 자연 탈탄기의 탈탄량의 함수로서 구하고,

2) 상기 산소 탈탄기에 있어서는, 산소 탈탄기 개시시의 〔C〕농도와〔Cr〕농도를 초기치로 하고, 상기 구한 ΔT의 함수로서 탈탄 산소 효율 η을 구하고, 그 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도로부터 탈탄 속도 및〔Cr〕산화 속도를 결정하여 〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 갱신하고, 그 계산을 반복함으로써, 축차〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 구하고,

3) 상기 확산 탈탄기에 있어서는, 확산 탈탄기 개시로부터의 〔C〕농도의 대수의 변화 추이를 확산 탈탄기 개시로부터의 시간 t에 비례하는 함수로서 구하고, 〔Cr〕농도는 산소 공급 속도와 탈탄 속도의 함수로서 구하는 것을 특징으로 하는 상기 (1)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(6) 상기 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도 q_T로부터 탈탄 속도 Δ〔C〕및〔Cr〕산화 속도 Δ〔Cr〕을 결정하여,〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 갱신할 때에는, 하기식 (1)식 및 (2)식을 이용하는 것을 특징으로 하는 상기 (4) 또는 (5)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

Δ〔C〕= η×q_T×(1-R) ×12/11.2/(10 ×Wm) … (1)식

Δ〔Cr〕= (1-η) ×q_T×(1-R) ×104/33.6/(10 ×Wm) … (2)식

단, Δ〔C〕Δ〔Cr〕은 단위 시간당〔C〕〔Cr〕의 변화량(질량％/min), q_T는 단위 시간당 산소 가스 공급 속도(Nm³/min), R은 2차 연소율(-), Wm은 용강량(ton)이다.

(7) 상기 정련중의 분위기중 CO 분압 P_CO은, 전압 P와 산소 가스 공급 속도 q_T및 불활성 가스 공급 속도 q_d로부터 하기 (3)식에 근거하여 구하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (6) 중 어느 것에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

P_CO= P ×2 ×q_T/ (2 ×q_T+ q_d) … (3)식

(8) 상기 Hilty의 평형 온도 T_H로서, 하기 (5)식에 의해 계산한 값을 이용하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (7) 중 어느 것에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

T_H=｛-13800 / (-8.76 + log(〔C〕P_CO/〔Cr〕)) ｝ … (5)식

각 파라메터의 단위는 T_H: K,〔C〕〔Cr〕: 질량％, P_CO: atm이다.

(9) 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상에서는 ΔT가 0℃ 이상, 〔C〕농도 0.2 질량％ 이상에서는 ΔT가 30 ℃ 이상, 〔C〕농도 0.2 질량％ 미만에서는 ΔT가 50 ℃ 이상이 되도록 정련 조건을 제어하는 것을 특징으로 하는 상기 (1) 내지 (8)중 어느 한 항에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(10) 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상인 영역에 있어서, 상기 ΔT의 제어를 용강 온도의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 상기 (9)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(11) 용강중〔C〕농도 0.2 질량％ 이상 0.5 질량％ 이하인 영역에 있어서, 상기 ΔT의 제어를 정련 용기내의 압력의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 상기 (9) 또는 (10)에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(12) 용강중〔C〕농도 0.2 질량％ 미만인 영역에 있어서, 상기 ΔT의 제어를 정련 용기내의 압력의 제어 및 취입 가스중의 산소 가스 비율의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 상기 (9) 내지 (11) 중 어느 한 항에 기재된 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

(13) 감압하에서 크롬함유 용강에 산소 가스와 불활성 가스를 취입하여 탈탄 정련을 행하는 방법에 있어서, 감압 개시시부터 상기 용강의 온도를 연속적으로 측정하고, 측정한 용강 온도를 이용하여 탈탄량(Δ〔％C〕) 및〔C〕농도 (〔％C〕)를 연속적으로 구할 때에,

1) 감압 개시부터 산소 가스의 취입을 개시할 때까지의 기간(자연 탈탄기)에 있어서는, 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(〔％C〕s), 용강중〔C〕의 활량(ac) 및 측온된 감압 개시전의 용강 온도(T)로부터 감압 개시전의 〔O〕농도 (〔O〕cal)를 구하고, 탈탄량(Δ〔％C〕)을 〔O〕cal의 함수로서 구하고,

2) 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20 ％ 이상인 기간(산소 탈탄기)에 있어서는, 측온시의 진공도(P), 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Q_T), 측온 구간에서 취입한 전체 희석 가스량(Q_d)에 근거하여 측온시의 분위기중 CO분압 P_CO을 구하고, 계산 용강중〔C〕농도(〔％C〕), 계산 용강중〔Cr〕농도 (〔％Cr〕) 및 상기 P_CO에 근거하여 Hilty의 평형 온도를 구하고, 측온된 용강 온도 T와 상기 구한 Hilty의 평형 온도와의 차(ΔT)를 구하고, 취입한 산소 가스 중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(η)을 ΔT의 함수로서 구하고, 상기 η, 상기 Q_T, 2차 연소율(R)에 근거하여 측온 구간에서 탈탄에 사용된 산소 가스량(Q_O2)을 구하고, 이 Q_O2및 용강량(Wm)에 근거하여 탈탄량(Δ〔％C〕)을 구하며,

3) 자연 탈탄 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)에 있어서는, 확산 탈탄기 개시부터의 탄소 농도〔％C〕의 대수(log〔％C〕)의 변화 추이를 확산 탈탄기 개시부터의 시간 t에 비례하는 함수로서 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.

(14) 상기 (13)에 기재된 크롬함유 용강의 감압 정련 방법에 있어서는,

1) 감압 개시부터 산소 가스의 취입을 개시할 때까지의 기간(자연 탈탄기)에 있어서는, 감압 개시전의〔O〕농도 (〔O〕cal)를 하기 ②식 ③식으로부터 구하고, 탈탄량 (Δ〔％C〕)을 하기 ① 식으로부터 구하며,

2) 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 기간(산소 탈탄기)에 있어서는, 측온시의 분위기중 CO 분압 P_CO를 하기 ⑧식으로부터 구하고, 측온된 용강 온도 T와 상기 구한 Hilty의 평형 온도와의 차(ΔT)를 하기 ⑦식으로부터 구하고, 취입한 산소 가스중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(η)을 하기 ⑥식으로부터 구하고, 탈탄량(Δ〔％C〕)을 하기 ④식으로부터 구하며,

3) 자연 탈탄 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)에 있어서는, 탄소 농도〔％C〕의 대수(log〔％C〕)의 변화 추이를 하기 ⑨식으로부터 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.

Δ〔％C〕= a ×〔0〕cal + b ……… ①식

〔0〕cal = c + d ×〔0〕e ×10^{fo/To + g ×log〔％C〕s + h}……… ②식

〔0〕e = 1 / (ac ×fo) ×10^{-1160 / (To + 273.15) - 2.003}……… ③식

Δ〔％C〕= η×Q_T×(1-R) ×11.2/12/(10 ×Wm) ……… ④식

η= Q₀₂/ ((1-R) ×Q_T) ……… ⑤식

η= j ×ΔT + k ………⑥식

ΔT = (T + 273.15) - (-13800/(-8.76 + log(〔％C〕P_CO/〔％Cr〕))) …⑦식

P_CO= P ×2 ×Q_T/ (2 ×Q_T+ Q_d) ……… ⑧식

log〔％C〕- log〔％C〕o = m ×t ……… ⑨식

여기에서, T : 측온된 용강 온도(℃)

To : 감압 개시전의 용강 온도(℃)

〔％C〕s : 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(질량％)

ac : 감압 개시전의 용강중 〔C〕의 활량

fo : 감압 개시전의 용강중〔O〕의 활량 계수

η : 취입한 산소 가스중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(-)

Q_T: 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Nm³)

R : 2차 연소율(-)

Wm : 용강량(ton)

Q₀₂: 측온 구간에서 탈탄에 사용된 산소 가스량(Nm³)

ΔT : 실적 온도와 Hilty의 평형 온도와의 차(℃)

〔％C〕: 계산 용강중 〔C〕농도(질량％)

〔％Cr〕: 계산 용강중 〔Cr〕농도(질량％)

P : 측온시의 진공도(atm)

Q_d: 측온 구간에서 취입한 전체 희석 가스량(Nm³)

〔％C〕₀: 확산 탈탄기 개시시의 용강중 〔C〕농도(질량％)

t : 확산 탈탄기 개시시로부터의 경과 시간(min)

a,b,c,d,f,g,h,j,k,m : 정련로 및 정련 조건에 따라 정해지는 상수

(15) 상기 ΔT가 50 ℃ 이상이 되도록, 상기 P_CO를 제어하는 것을 특징으로 하는 상기 (13) 또는 (14)의 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.

(16) 상기 P_CO의 제어를, 용강중〔C〕농도가 0.15 질량％ 이상인 영역에 있어서, 취입 가스의 산소 가스 비율의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 상기 (15)의 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.

(17) 상기 P_CO의 제어를 용강중〔C〕농도가 0.15 질량％ 이하인 영역에 있어서, 취입 가스의 산소 가스 비율의 제어 또는/및 분위기 압력 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 상기 (15)의 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.

이하, 본 발명의 실시 형태에 대해 설명한다.

도1에 본 발명을 실시하기 위한 장치예를 진공 AOD로(AOD爐)를 예로 하여 모식적으로 나타낸다. 물론, 상압 AOD로에 있어서도 같은 장치를 이용할 수 있다. 진공 AOD로(1)에 용강(3)이 넣어져 있으며, 용강(3)상에는 크롬 산화물을 함유하는 슬래그(2)가 존재한다. 거기에 원료 호퍼(8)로부터 절단 장치(9), 투입 슈트(10), 진공로 덮개(19)를 거쳐 합금, 냉각재 및 부원료가 첨가된다. 합금으로서는, 페로크롬(Fe-Cr), 페로니켈(Fe-Ni), 페로실리콘(Fe-Si), 알루미늄 합금 등이 포함되며,냉각재에는 다양한 형상, 브랜드의 스크랩(scrap), 부원료에는 CaO, CaF₂, MgO, SiO₂등이 포함되어 있으며, 정련하는 강의 종류에 따라 다양하게 선택할 수 있다.

진공 AOD로(1)의 내측에는 상부 취입 랜스(4), 측벽에는 바닥 취입 송풍구(5)가 설치되고, 상부 취입 랜스(4) 및 바닥 취입 송풍구(5)로부터, 산소와 불활성 가스가 취입된다. 진공 AOD로(1)에서의 감압 정련은 상부 취입 랜스(4) 및 바닥 취입 송풍구(5)로부터 가스 취입을 개시함과 동시에, 진공로 덮개(19)를 진공 배기 설비(11)에 연결하여, 진공 배기를 개시함으로서 개시한다.

본 발명에 있어서, 정련중의 용강 온도에 대해서는, 실측에 의해 또는 정련전 용강 온도와 정련 조건으로부터 계산에 의해 구한다. 정련중의 용강 온도를 실측에 의해 구하는 경우에 있어서는, 진공 AOD로(1)의 노(爐) 바닥에는 측온(測溫)용 송풍구(14)가 설치되고, 측온용 송풍구(14)에 접속된 퍼지(purge) 가스 공급 라인(15) 중에는 휘도에 따라 용강 온도를 측정하는 이미지 파이버(도시하지 않음)가 삽입되어 있다. 퍼지 가스에는 통상은 Ar 가스를 이용하나, 질소 가스, CO 가스 등의 비산화성 가스로 해도 무관하다. 또한, 측온용 송풍구(14)의 선단(先端)이 폐색된 경우의 개구 방법으로서 측온용 송풍구(14)에는 산소, 공기, CO₂가스의 산화성 가스를 공급하는 것도 가능하다.

퍼지 가스 공급 라인(15) 중의 이미지 파이버(도시하지 않음)에서 얻어진 정보는 측온 처리 장치(17)에 있어서, 화상 처리와 신호 처리가 이루어져, 휘도에서 온도로 변환되어, 용강 온도 정보로서 출력된다. 제어 연산 장치(18)에서는 이 용강 온도에, 감압 개시전의 용강(3), 슬래그(2) 및 절단 장치(9)로부터의 용강량의 정보와, 상부 취입 가스 라인(6) 및 바닥 취입 가스 라인(7)으로부터의 취입 가스의 정보 및 진공 배기 설비(11)의 정보를 모아서, 탈탄 산소 효율 η, 탈탄량 (Δ〔％C〕)을 계산할 수 있다. 또한, 감압 개시전의 용강의 조성, 투입한 합금, 스크랩 등의 조성 정보가 입력되어, 〔％C〕및〔Cr〕농도를 계산할 수 있다.

또한, 제어 연산 장치(18)에서는 이들 용강 온도,〔％C〕, 〔Cr〕농도의 정보에 의해, 〔Cr〕의 산화 손실 및 내화물의 용손을 제어하기 위한 조업 조건의 계산을 수행하여, 그 제어 지시를 상부 취입 가스 라인(6)에 설치한 상부 취입 가스 제어 장치(12), 바닥 취입 가스 라인(7)에 설치한 바닥 취입 가스 제어 장치(13), 진공 배기 설비(11), 및 절단 장치(9)에 전달하여 조업 조건을 제어한다.

본 발명의 상기 (1)에 있어서는, Hilty의 식에 근거하여 평형 온도 T_H를 구하고, 상기 정련중의 용강 온도와 Hilty의 평형 온도 T_H와의 차 ΔT를 구하여, ΔT가 소정치 이상이 되도록 정련 조건을 제어한다. Hilty의 식을 계산하기 위해서는 정련중 그 시점에서의 용강 온도, 〔C〕농도, 〔Cr〕농도, P_CO를 정할 필요가 있다.

정련중의 용강 온도는 상기 온도 측정 장치를 이용하여 정련중에 연속적으로 실측에 의해 구할 수 있으며, 또한 정련전 용강 온도와 정련 조건으로부터 계산에 의해 구할 수도 있다. 계산에 의해 구할때에는, 과거의 정련 실적에 근거하여, 산소 공급량 실적으로부터 입열량(入熱量)을 계산하고, 냉재(冷材) 투입량 실적으로부터 온도 강하량을 계산하고, 정련전 온도 측정 결과에 근거하여 현재의 용강 온도를 산출한다. 용강 온도로서 이와 같은 산출된 온도가 아니라, 정련중의 실측 온도를 이용하면, 냉각재 투입시의 냉각재 투입 속도 및 용해 속도의 편차, 산소 공급 속도의 시간적인 편차 등이 가미되었으며, 계산 온도보다도 정밀도가 높으므로, 정밀도가 높은 정련 제어를 수행할 수 있는 효과가 있으므로 바람직하다.

정련중의 〔C〕농도, 〔Cr〕농도에 대해서는, 정련중에 간헐적으로 샘플링을 수행하고, 용강 성분 분석을 수행함으로써 구할 수 있다. 또한, 본 발명의 상기 (2)에 있는 바와 같이, 정련전의 용강 성분, 기체 산소 및 고체 산소원 합계의 산소 공급량, 취입 가스중의 산소 가스 비율의 추이, 과거의 정련 실적 데이터에 근거하여 계산에 의해 구할 수 있다. 동일한 정련 조건을 채용하면 거의 동일한 정련 경과를 거칠 수 있음이 알려져 있으며, 과거와 같은 정련 조건에서의 실적 데이터에 근거하여 양호한 정밀도로 용강 성분을 추정할 수 있기 때문이다. 또한, 본 발명의 상기 (3)에 있는 바와 같이, 배출 가스 분석 결과를 고려하여 계산에 의해 구할 수도 있다. 정련중의 배출 가스 성분을 연속적으로 분석함으로써, 용강상에 존재하는 슬래그의 조성, 양의 영향과 2차 연소율의 시간적인 작은 편차 등의 영향이 가미된 탈탄량의 정보를 얻을 수 있으며, 이 정보로부터 용강의 조성, 양(量)만을 가미한 탈탄량의 계산을 행하는 경우에 비하여 정련중에서의 용강 성분의 추정 정밀도를 향상할 수 있다.

정련중의〔C〕농도, 〔Cr〕농도는, 본 발명의 상기 (4)에 있는 바와 같이, 탈탄 산소 효율 η을 통하여, 정련 개시부터의 시간 경과와 함께 축차 계산에 따라 구할 수 있으며, 이에 따라 용강 성분 추정 정밀도를 더욱 향상할 수 있다.

탈탄 산소 효율 η이란, 용강중에 취입한 산소중에서 탈탄에 사용된 산소 비율이다. 노내에 취입된 전체 산소는 우선 이차 연소에 의해 일부 소비된다. 그 후, 용강중에 취입된 산소는, 탈탄과 〔Cr〕산화에 사용된다. 따라서, 용강중에 취입된 산소중에서의 탈탄에 사용된 산소의 비율인 탈탄 산소 효율 η은 하기 6식과 같이 정의할 수 있다.

η= q_C/ ((1-R) ×q_T) … (6)식

여기에서, q_C는 단위 시간당 탈탄에 사용된 산소 가스량(Nm³/min), q_T는 단위 시간당 취입된 전체 산소 가스량(Nm³/min), R은 2차 연소율(-)이다.

2차 연소율 R은 상부 취입 랜스로부터의 산소의 공급 조건에 따라 정해지는 값이며, 공급 조건이 일정하면 거의 일정치를 나타내며, 상수로서 위치지워져, 일반적으로는 0.05 내지 0.20의 범위에 있다.

정련중의 임의의 타이밍에 있어서, 그 시점의 탈탄 산소 효율 η을 구할 수 있으면, 단위 시간당 취입한 산소 가스량 및 2차 연소율 R은 이미 알 수 있으므로, 상기 6식을 이용하여 탈탄에 사용된 산소 가스량이 구해지고, 단위 시간당 탈탄량 Δ〔C〕가 구해진다. 그 시점에서의〔C〕농도가 정해져 있으면, 구해진 Δ〔C〕를 이용하여 짧은 시간 경과후의〔C〕농도를 산출할 수 있다. 이와 같이 하여, 정련중의 〔C〕농도의 시간 추이를 축차 계산에 의해 구할 수 있게 된다.

정련중의 임의의 타이밍에 있어서, 실측하여 또는 축차 계산의 결과로서 용강 온도,〔C〕농도,〔Cr〕농도가 정해지면, 이것에 P_CO실적을 부가함으로써, Hilty의 식으로부터 Hilty의 평형 온도를 구할 수 있으며, 또 용강 온도 T와 Hilty의 평형 온도와의 차 ΔT를 구할 수 있다. 여기에서, 구한 ΔT와 상기 탈탄 산소 효율 η의 관계를 조사하면, 상압 AOD에 있어서는 도4, 감압 AOD에 있어서는 도5, 도6의 결과를 얻을 수 있었다. 도4 내지 도6는, SUS304 스텐레스강(18 질량％-8 질량％Ni)를 종래의 방법으로 2 내지 5 min 마다 용강의 측온 및 샘플링을 수행하면서, AOD로에서 탈탄 정련을 수행한 경우의 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상이며 산소 취입을 개시한 후의 ΔT와 η의 관계를 나타낸다. 또한, 도면 중의 ○표는 용량이 60 ton, ●표는 90 ton인 AOD로의 데이터이다. Hilty의 평형 온도 T_H는, 샘플링한 용강 조성과 가스 취입 조건으로부터 (3)식, (5)식을 이용하여 산출하고, ΔT는 실측한 용강 온도와 구한 Hilty의 평형 온도 T_H와의 차로서 계산하였다. 〔C〕농도는, 도4는 모두 0.5 질량％ 이상, 도5는 모두 0.15 질량％ 이상, 도6은 모두 0.15 질량％ 이하인 데이터이다. 이들 도면으로부터 알 수 있는 바와 같이, ΔT와 η과의 사이에는 극히 양호한 상관이 있으며, 정련중의 임의의 타이밍에서 ΔT가 구해지면, 이후에 η을 구할 수 있음이 명백하다.

이상과 같으므로, 정련 개시시를 출발점으로 하고, 정련 개시시의 〔C〕농도,〔Cr〕농도, P_CO실적과 용강 온도 실적에 근거하여 ΔT를 구하고, 이후로 η을 구함으로써, 단위 시간당 탈탄량 Δ〔C〕를 구할 수 있다. 이 Δ〔C〕로부터 짧은 시간(ΔC) 경과후의〔C〕농도가 구해지므로, 이와 같이 하여 축차 계산을 수행함으로써, 정련중에 있어서의〔C〕농도의 시간 변화를 양호한 정밀도로 계산을 통하여 구할 수 있다. 축차 계산에서 이용하는 짧은 시간 증분(time increment) Δt는 계산 정밀도를 유지하는데 있어서 다음 임의의 시간 증분으로 할 수 있다. 용강 온도로서 실제로 측온한 온도를 이용하는 경우에 있어서는, 측온과 측온 사이의 간격(측온 간격)을 Δt로하여 이용하면 적합하다.

상기 ΔT의 계산에는 당해 계산 시점에서의 〔Cr〕농도와 용강 온도도 필요하다. 〔Cr〕농도는 본 발명의 상기 (2), (3)에 있는 바와 같이 계산에 의해 구할 수 있으나, η을 이용하여 축차 계산을 행함으로써, 높은 정밀도로 구할 수 있다. 즉, 단위 시간당 Cr 산화에 사용된 산소 가스량을 q_Cr로 두면, 탈탄과 Cr 산화에 사용된 합계 산소 가스량 (q_C+ q_Cr)이 ((1 - R) ×q_T)이므로, (6)식을 이용하여,

q_Cr= (1 - η) ×q_T×(1 - R) … (7)식

이 되며, 상기 Δ〔C〕와 마찬가지로, 단위 시간당의〔Cr〕연소량 Δ〔Cr〕을 계산할 수 있으므로, 정련중의〔Cr〕농도를 축차 계산에 의해 양호한 정밀도로 구할 수 있게 된다. 정련중의 용강 온도는 실측에 의해 또는 정련전 용강 온도와 정련 조건으로부터 계산에 의해 구할 수 있으나, 연속 측온에 의해 실측하면 가장 높은 정밀도로 용강 온도룰 정할 수 있다.

2차 연소율 R은 상부 취입 랜스로부터의 산소의 공급 조건에 따라 결정되는 값이며, 공급 조건이 일정하면, 거의 일정치를 나타내고, 상수로서 위치지워지며, 일반적으로는 0 내지 0.20의 범위에 있다. 물론, AOD로의 배출 가스 성분을 분석함으로써, 2차 연소율 R의 실적을 구하고, 이 실적 R을 사용할 수도 있다.

상기 계산에 있어서, Δ〔C〕와 Δ〔Cr〕의 계산은, 구체적으로는 본 발명의 상기 (6)에 있는 바와 같이, 하기 (8)식, (9)식에 의해 산출할 수 있다.

Δ〔C〕= η×q_T×(1-R) ×12/11.2/(10 ×Wm) … (8)식

Δ〔Cr〕= (1 - η) ×q_T×(1-R) ×104/33.6/(10 ×Wm) … (9)식

단, Δ〔C〕Δ〔Cr〕는 단위 시간당의〔C〕〔Cr〕의 변화량(질량％/min), q_T는 단위 시간당의 산소 가스 공급 속도(Nm³/min), R은 2차 연소율(-), Wm은 용강량 (ton)이다.

상압 AOD 정련이라면, 정련의 개시부터 종료까지 연속하여 상기 축차 계산을 행하므로써, 정련중 임의의 타이밍에서의 ΔT를 구할 수 있다. 한편, 정련 개시시는 상압 AOD 정련이며, 정련 도중에 있어서 노체(爐體)에 진공로 덮개를 장착하여 진공 AOD 정련을 행하는 경우에 있어서는, 본 발명의 상기 (5)에 있는 바와 같이, 감압하에서 행하는 탈탄 정련을, 감압 개시부터 산소 가스의 취입을 개시할 때까지의 기간(자연 탈탄기), 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 기간(산소 탈탄기), 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)로 나누고, 각 기간마다 계산 로직을 정함으로써, 정밀도 높은 축차 계산을 행할 수 있다.

감압 개시부터 산소의 취입을 개시할 때까지의 기간인 자연 탈탄기에서는 탈탄량은 감압 개시전의〔O〕농도에 비례하는 것, 또한 감압 개시전의〔O〕농도는,감압 개시전의 용강 온도 및 용강 조성의 함수로서 구할 수 있음이 정련 실적의 해석 결과로부터 밝혀졌다. 우선, 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(〔C〕s), 용강중〔C〕의 활량 (ac) 및 측온된 감압 개시전의 용강 온도(To)로부터, 감압 개시전의〔O〕농도(〔O〕cal)를 구할 수 있다. 즉, ac 및 T에 근거하여 〔C〕+〔O〕= CO(g)의 반응에서의 평형〔O〕농도(〔O〕e)를 용강 성분의 활량을 고려하여 산출하는 식을 이용하여 구한다. 통상은, 하기 (10)식에 의해 산출한다.

〔O〕e = 1/(ac×fo) ×10^{-1160 / (To+273.15) - 2.003}… (10)식

다음으로, P_CO분의 편차를 고려하여 구해지는 값으로서, 하기 (11)식에 의해 파라메터 Z를 정의하면, 감압 개시전의 〔O〕농도 (〔O〕)는 파라메터 Z와 높은 상관이 인정됨을 알 수 있다.

Z = 〔O〕e ×10^{fo/To + g ×log〔％C〕s + h}… (11)식

여기에서, To는 감압 개시전의 용강 온도(℃), 〔％C〕s는 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(질량％), ac는 감압 개시전의 용강중〔C〕의 활량, fo는 감압 개시전의 용강중〔O〕의 활량 계수이며, 또한 g, h는 정련로 및 정련 조건에 따라 정해지는 상수이다.

따라서, 과거의 정련 실적으로부터 Z와 감압 개시전의〔O〕농도와의 관계를 구해두면, 상기 구한〔O〕e 및 용강 온도, 〔C〕s에 근거하여 감압 개시전의〔O〕농도를 계산으로 구하여, 이 값을〔O〕cal로 할 수 있다. 또한,〔O〕cal과 탈탄량 사이에는 높은 상관이 인정됨을 알 수 있다. 따라서, 과거의 정련 실적으로부터〔O〕cal과 탈탄량의 관계를 정해두면, 상기 계산에 의해 얻어진〔O〕cal에 근거하여, 자연 탈탄기의 탈탄량을 구할 수 있다.

도2에 SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr - 8 질량％Ni)을 진공 AOD로에서 감압 정련을 행했을 때의 감압 정련 개시전의 실적〔O〕농도(〔O〕obs)와 상기 수순으로 구한 계산〔O〕농도(〔O〕cal)의 관계를 나타낸다. 도면중의 ○표는 로의 용량이 60 ton, ●표는 90 ton의 진공 AOD로의 데이터이다. 또한, 60 ton AOD에서는 c = 18, d = 0.97, f = -5700, g = 0.83, h = 3.35, 90 ton AOD에서는 c = 21, d = 0.98, f = -5600, g = 0.85, h = 3.30의 값을 시행 착오법으로 구하여, 계산에 이용했다. 도2에서 ○표와 ●표에 관계 없이, 양자는 거의 일치한다. 즉, 과거의 정련 실적으로부터 Z와 감압 개시전의〔O〕농도의 관계를 바르게 구해두면, 당해 정련에서의 감압 개시전〔O〕농도를〔O〕cal로서 정확히 계산할 수 있음을 알 수 있다.

도3에 SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr - 8 질량％Ni)을 진공 AOD로에서 감압 정련을 행했을 때의 상기 수순으로 구한〔O〕cal과 감압 개시시의 자연 탈탄량의 관계를 나타낸다. 도면중의 ○표는 노의 용량이 60 ton, ●표는 90 ton인 진공 AOD로의 데이터이다. 도3에서 ○표와 ●표에서 약간 값이 다르나, 〔O〕cal과 자연 탈탄량의 사이에는 양호한 직선 관계를 얻을 수 있음을 알 수 있다.

이상에서, 자연 탈탄기의 탈탄량을 용이하게 구할 수 있음이 확인되었다. 감압 정련 개시전의〔C〕농도는 용강 분석에 의해 구하고, 이〔C〕농도로부터 상기 계산한 탈탄량을 뺌으로써, 자연 탈탄 이후, 즉 다음 산소 탈탄기 개시시의〔C〕농도가 계산된다.

자연 탈탄기에 있어서의〔Cr〕농도의 변화는, 탈탄 반응을 (Cr₂O₃) + 3〔C〕= 2〔Cr〕+ 3CO로 생각할 수 있으로, 자연 탈탄량으로부터 용강중〔Cr〕의 증가량을 구할 수 있고, 용강량으로 나눔으로써〔Cr〕농도의 변화량을 구할 수 있다.

다음에, 자연 탈탄후의 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 산소 탈탄기에 있어서는, 본 발명의 상기 (4)와 완전히 동일하게, 탈탄 산소 효율 η을 통하여, 산소 탈탄기의 개시로부터의 시간 경과와 함께 축차 계산에 의해 구할 수 있다. 상기 구한 산소 탈탄기 개시시의〔C〕농도와〔Cr〕농도를 초기치로 하고, Hilty의 식을 이용하여 구한 ΔT의 함수로서 탈탄 산소 효율 η을 구하고, 그 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도루부터 탈탄 속도 및〔Cr〕산화 속도를 결정하고, 소정의 짧은 시간(Δt) 경과후의〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 계산으로 구하고, 이 계산을 반복하여 축차〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 구함으로써, 정련중의 임의의 타이밍에서의〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 양호한 정밀도로 계산을 통해 구할 수 있다.

Δ〔C〕= η×q_T×(1-R) ×12 / 11.2 / (10 ×Wm) … (8)식

Δ〔Cr〕= (1 - η) ×q_T×(1-R) ×104 / 33.6 / (10 ×Wm) … (9)식

이어서, 자연 탈탄 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 확산 탈탄기의〔C〕농도 추이의 산출 방법에 대해 설명한다. 크롬함유 용강의 감압 정련에서는, 일반적으로 취입 가스의 산소 가스 비율을 20％ 미만으로 하는 것은〔C〕가 0.1 질량％ 이하에서 적용된다. 즉, 전술한 바와 같이, 용강중〔C〕의 확산율속역이다.

도7은 SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr-8 질량％Ni)을 종래 방법으로 2 내지 5분마다 용강의 측온 및 샘플링을 행하면서, 진공 AOD로에서 감압 탈탄 정련을 수행한 경우의 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만에서의〔C〕의 대수의 시간 변화를 나타낸다. 또한, 도면중의 ○, □표는 용량이 60 ton, ●, ■표는 90 ton인 AOD로의 데이터이며, ○, ●표는 진공도가 약 0.1 atm, □, ■표는 약 0.2 atm의 데이터이다.

도7에서 각 조건에서 직선의 기울기의 차는 있으나, 확산 탈탄기 개시부터의 시간 t와 log〔C〕의 사이에는 양호한 직선 관계를 얻을 수 있음이 판명되었다. 이 점에서, 확산 탈탄기에 있어서는 확산 탈탄기 개시로부터의 탄소 농도〔C〕의 대수(log〔C〕)의 변화 추이를 확산 탈탄기 개시로부터의 시간 t에 비례하는 함수로서 구하고. 이로부터 즉시〔C〕를 산출할 수 있다. 또한, 〔Cr〕농도는 산소 공급 속도와 탈탄 속도의 함수로서 구할 수 있다. 그 이유는 탈탄에 필요한 산소는 공급되는 산소이기 때문이며, 산소 공급 속도가 탈탄 속도보다도 큰 경우에는 나머지 산소는 용강중〔Cr〕의 산화에 작용한다. 따라서, 산소 공급 속도와 탈탄 속의 관계에서〔Cr〕농도는 변화하게 된다.

상기 본 발명의 (1) 내지 (6)에 있어서, 정련중의 분위기중 CO분압 P_CO는, 본 발명의 상기 (7)에 있는 바와 같이, 전체 압력 P와 산소 가스 공급 속도 q_T및 불활성 가스 공급 속도 qd 로부터 하기 (3)식에 근거하여 구할 수 있다.

P_CO= P ×2 ×q_T/ (2 ×q_T+ q_d) … (3)식

상기 본 발명의 (1) 내지 (7)에 있어서, Hilty의 평형 온도 T_H로서는, 본 발명의 상기 (8)에 있는 바와 같이, 하기 (5)식에 의해 계산한 값을 이용할 수 있다. 그러나, Hilty의 식에서의 상수는 (5)식의 값에 한정되는 것은 아니며, 실제적으로 Hilty의 평형 온도를 나타내는 식이면 되는 것은 물론이다.

T_H=｛-13800 / (-8.76 + log(〔C〕P_CO/〔Cr〕)) ｝ … (5)식

이상과 같이 하여 정련중의 용강 온도와 Hilty의 평형 온도 T_H와의 차 ΔT를 구한 후, ΔT가 소정치 이상이 되도록 정련 조건을 제어함으로써, 불활성 가스의 사용량을 최소한으로 억제하면서,〔Cr〕의 산화 손실을 억제하고, 내화물의 손상을 저감할 수 있다. 종래부터 크롬함유 용강의 탈탄을 효율적으로 진행하기 위해서는 Hilty의 식으로부터 구해지는 우선 탈탄역의 정련 조건으로 하여 탈탄을 수행할 수 있음은 정성적(定性的)으로는 알려져 있었다. 그러나, 정량적으로 η에 미치는 정련 조건의 영향이 밝혀지지 않았으므로, 과잉된 정련 조작을 행하는 상황이 되어, 정련 비용의 증대, 생산성의 저하 등을 초래하였다. 본 발명자들은 ΔT와 η이 전술한 바와 같은 정량적인 관계로 나타낼 수 있음을 처음으로 알아내고, 또 이 관계를 이용하여, 사고 착오적인 수단에 의해, η을 고위(高位)로 유지하기 위한 ΔT의 조건을 알아냄과 동시에, 각〔C〕농도역에서 ΔT를 제어하기 위한 유효한 정련 제어 수단을 알아내었다.

구체적으로는, 본 발명의 상기 (9)에 있는 바와 같이, 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상에서는 ΔT가 0 ℃ 이상, 〔C〕농도 0.2 질량％ 이상에서는 ΔT가 30 ℃ 이상, 〔C〕농도 0.2 질량％ 미만에서는 ΔT가 50 ℃ 이상이 되도록 정련 조건을 제어하면 된다.

〔C〕농도가 저하함에 따라서, 효율적으로 탈탄을 진행하기 위한 ΔT의 값이 커진다. 이는 크롬함유 용강에서는〔C〕농도의 저하에 수반하여,〔Cr〕의 산화가 일어나기 쉬워지므로, 평형으로부터의 오차 지표인 ΔT의 값을 크게하여, 더욱 〔Cr〕산화를 일어나지 않도록 할 필요가 있기 때문이다. 본 발명자들은 이와 같은 견해로부터 임계치를 구하고, 전술한 값을 제시하였다.

ΔT를 제어하는 방법으로서는, 분위기 가스의 조성을 제어함으로써 제어하는 방법, 또는 용강 온도를 제어하는 방법을 채용할 수 있다. 본 발명의 상기 (10)에 있는 바와 같이, 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상의 영역에 있어서, 상기 ΔT의제어를 용강 온도의 제어에 의해 수행하면 바람직하다. 〔C〕농도 0.5 질량％ 이상에서는, 통상 산소 공급 속도가 크고, 또 취입 가스의 산소 비율이 큰 조건에서 탈탄이 이루어진다. 이와 같은 조건하에서 ΔT를 제어하기 위해. 분위기 가스의 제어를 행하는 것은 산소 공급 속도를 저하시키는 것으로 이어져, 탈탄 속도의 저하를 초래하게 되므로, ΔT의 제어에는 용강 온도의 제어가 유효한 수단이 된다.

또한, 용강중〔C〕농도 0.2 질량％ 이상 0.5 질량％ 이하인 영역에 있어서는, 본 발명의 상기 (11)에 있는 바와 같이, 상기 ΔT 의 제어를 정련 용기내의 압력의 제어에 따라 수행하면 바람직하다. 〔C〕농도 0.2 질량％ 이상 0.5 질량％ 이하인 영역에서는 통상, 용강 온도는 비교적 안정된 상태가 됨과 동시에, 고탄역(高炭域)에 비하여 산소 공급 속도가 저하하여, 진공 정련을 적용할 수 있는 조건이 된다. 이와 같은 조건하에서, 고산소 공급 속도로 고탈탄 산소 효율을 유지하려면 정련 용기내의 압력을 제어하여, ΔT를 제어하는 것이 유효한 수단이 된다.

또한, 용강중〔C〕농도 0.2 질량％ 미만인 영역에 있어서는, 본 발명의 상기 (12)에 있는 바와 같이, 상기 ΔT의 제어를 정련 용기내의 압력의 제어 및 취입 가스중의 산소 가스 비율의 제어에 의해 수행하면 바람직하다. 〔C〕농도 0.2 질량％ 미만의 영역에서는, 통상적으로 용강 온도는 안정된 상태이며, 산소 공급 속도가 저하하여, 진공 정련의 적용도 이루어진다. 이와 같은 조건하에서는, ΔT의 제어에는 P_CO의 제어가 중요하며, 그 때문에 정련 용기내의 압력의 제어 및 취입 가스중의 산소 가스 비율의 제억 유효한 수단이 된다.

이어서, 본 발명의 상기 (13) 내지 (17)에 대해 설명한다.

진공 AOD로(1)의 노바닥에 측온용 송풍구(14)를 구비하고, 측온 처리 장치(17)에 있어서 용강 온도 정보를 출력하고, 제어 연산 장치(18)에서 정련 조건의 연산을 수행할 수 있는 장치를 이용하여, 산소와 불활성 가스의 취입 가스에 의한 크롬함유 용강의 감압 탈탄 정련을 실시하면, 용강 온도를 연속적으로 측정하는 수단이 구비되고, 또 Δ〔％C〕및〔％C〕,〔Cr〕농도를 연속적으로 추정할 수 있으므로, 얻어진 정보에 따라서 P_CO를 제어하기 위한 취입 가스의 산소 가스 비율, 또는/및 분위기 압력을 제어할 수 있게 된다.

이 같은 제어에 의해, 야금 특성상 필요한 용강 온도 이상의 고온 상태로 함으로써, 내화물의 용손을 초래하는 것과, 필요 이상으로 취입 가스의 산소 비율을 저하시키는 것, 또는 합금, 냉각재, 부원료의 첨가 시기를 지연시킴으로써 처리 시간이 연장되어, 생산성을 저하시키는 문제점이 해결되어, 효율적인 크롬함유 용강의 감압 정련이 가능해진다.

크롬함유 용강의 감압 탈탄 정련에서는, 감압 탈탄 개시시의〔％C〕는 일반적으로 0.1 내지 0.6 질량％, 용강 온도는 1600 내지 1750 ℃, 감압 정련중의 진공도는 0.03 내지 0.5 atm으로 넓은 범위에서 변화하므로, 탈탄 산소 효율 η은 용강 온도,〔％C〕, 진공도 및 취입 가스의 산소 비율에 의존하여 변화하고, 이 변화에 따라〔Cr〕의 산화 손실량이 변동한다. 그 때문에, 연속적으로 측정된 용강 온도에 의해, η 및 Δ〔％C〕를 구하고, 이들 값에 따라 P_CO의 제어를 행하는것은,〔Cr〕의 산화 손실의 억제 및 내화물의 용손의 억제 등에 효율적인 수단이 된다.

따라서, 우선 η,Δ〔％C〕및〔％C〕의 산출 방법에 대해 설명한다.

지금까지 정량적인 인식은 충분하지는 않지만, 크롬함유 용강의 감압 정련에서는 탈탄기를 자연 탈탄기, 산소 탈탄기 및 확산 탈탄기의 3기로 나누어지는 것이 알려져 있다. 본 발명자들은 다양한 실험 및 해석에 의해, 이들 3기에서의 Δ〔％C〕및〔％C〕를 정량적으로 구하는 방법을 도출하였다.

우선, 감압 개시부터 산소의 취입을 개시하기까지의 기간인 자연 탈탄기에서는, Δ〔％C〕는 감압 개시전의〔O〕농도에 비례하는 것, 또 감압 개시전의〔O〕농도는, 감압 개시전의 용강 온도 및 용강 조성의 함수로서 구할 수 있음을 도출했다. 우선, 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(〔％C〕s), 용강중〔C〕의 활량(ac) 및 측온된 감압 개시전의 용강 온도(To)로부터, 감압 개시전의〔O〕농도 (〔O〕cal)를 구할 수 있다. 즉, ac 및 T에 근거하여〔C〕+〔O〕= CO(g)의 반응에서의 평형〔O〕농도(〔O〕e)를 구한다. 이어서, 감압 개시전의〔O〕농도는, 구한〔O〕e 및 용강 온도,〔％C〕s의 함수로서 구한다. 이와 같이 하여 얻어진 〔O〕cal에 근거하여, 탈탄량(Δ〔％C〕)를〔O〕cal의 함수로서 구할 수 있다. 여기에서〔O〕cal의 함수의 형태로서는,〔O〕cal의 일차 함수로 하면 가장 바람직하나, 고차 함수로 하고, 또는 다른 종류의 함수로서 할 수도 있다. 어떤 함수를 이용하더라도, 실질적으로 일차 함수에 가까운 관계를 얻을 수 있게 된다.

이상의 관계를 식으로 나타내면, 하기 ① 내지 ③식과 같이 나타낼 수 있다.

Δ〔％C〕= a ×〔O〕cal + b ………… ①식

〔O〕cal = c + d ×〔O〕e ×10^{fo/To + g ×log〔％C〕s + h}………… ②식

〔O〕e = 1 / (ac ×fo)×10^{-1160 / (To + 273.15) - 2.003}………… ③식

여기에서, To는 갑압 개시전의 용강 온도(℃),〔％C〕s는 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(질량％), ac는 감압 개시전의 용강중〔C〕의 활량, fo는 감압 개시전의 용강중〔O〕의 활량 계수이며, 또한 a,b,c,d,f,g,h는 정련로 및 정련 조건에 따라 결정되는 상수이며, 과거의 정련 실적에 근거하여 용이하게 정할 수 있다.

③식은〔C〕+〔O〕= CO(g)의 반응에서의 평형〔O〕농도(〔O〕e)를 구하는 식으로, 용강 온도 및 용강 조성이 판명되면, 용이하게 구해지는 값이다. ②식은 감압 개시전의〔O〕농도는〔O〕e 및 용강 온도,〔％C〕s의 함수로서 구할 수 있음을 나타내는 식이다. 통상〔O〕농도의 분석에는 장시간을 요하므로, 정련중의 분석은 행하고 있지 않지만,〔O〕농도의 분석값을 알 경우에는, ①식의 계산의〔O〕농도(〔O〕cal)에, 이 값을 대용할 수 있다. ②식에 ③식을 대입한 식을 이용하면, 계산의 도중 단계에서〔O〕e를 산출함 없이,〔O〕cal을 구할 수 있다. 마찬가지로, ①식의〔O〕cal에 ②식의〔O〕cal을 대입한 식을 이용하면, 계산의 도중 단계에서 〔O〕cal을 산출함 없이 Δ〔％C〕를 구할 수 있다.

도2에 SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr - 8 질량％Ni)을 진공 AOD로에서 감압 정련을 수행했을 때의 감압 정련 개시전의 실적〔O〕농도(〔O〕obs)와 상기 ②, ③식으로부터 구한 계산〔O〕농도(〔O〕cal)의 관계를 나타낸다. 도면중의 ○표는노의 용량이 60 ton, ●표는 90 ton인 진공 AOD로의 데이터이다. 또한, 60 ton AOD에서는 c = 18, d = 0.97, f = -5700, g = 0.83, h = 3.35, 90 ton AOD에서는 c = 21, d = 0.98, f = -5600, g = 0.85, h = 3.30의 값을 시행 착오법에 의해 구하여, 계산에 이용하였다. 도2에서 ○표와 ●표에 관계없이, 양자는 거의 일치한다.

도3에 SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr-8 질량％Ni)을 진공 AOD로에서 감압 정련을 수행했을 때의 ②, ③식에 따라 구한〔O〕cal과 감압 개시시의 자연 탈탄량(Δ〔％C〕)의 관계를 나타낸다. 도면중의 ○표는 노의 용량이 60 ton, ●표는 90 ton인 진공 AOD로의 데이터이다. 도3에서 ○표와 ●표에서 약간, 값이 다르지만,〔O〕cal과 Δ〔％C〕의 사이에는 양호한 직선 관계를 얻을 수 있다.

이상에서, Δ〔％C〕는 상기 ① 내지 ③식으로부터, 용이하게 구할 수 있음이 확인되었다.

이어서, 자연 탈탄후의 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 산소 탈탄기에 있어서의 탈탄 산소 효율 η 및 탈탄량(Δ〔％C〕)의 산출 방법에 대해 설명한다.

η은, 이차 연소분을 제외하고, 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Q_T)중 탈탄에 사용된 산소 가스량(Q₀₂)의 비율을 나타내며, 일반적으로 하기 ⑤식으로 정의된다. 또한, 상기 Q₀₂및 용강량(Wm)에 근거하여 화학양론적으로 탈탄량(Δ〔％C〕) 을 구할 수 있다. 따라서, η가 구해지면, Δ〔％C〕을 구할 수 있다. 보다 구체적으로는, Δ〔％C〕는 하기 ④식으로 구할 수 있다.

Δ〔％C〕= η×Q_T×(1-R) ×11.2 / 12 / (10 ×Wm) ………… ④식

η= Q₀₂/ ((1 - R) ×Q_T) ………… ⑤식

여기에서, Q_T는 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Nm³), R은 2차 연소율(-), Wm은 용강량(ton), Q₀₂는 측온 구간에서 탈탄에 사용된 산소 가스량(Nm³), Δ〔％C〕는 측온 구간에서의 탈탄량(질량％)을 나타낸다. 또한, 측온 구간이란 연속 측온되는 정보를 화상 처리 등을 가하여, 표시할 때까지 요하는 시간을 의미하며, 통상 1 내지 5초간의 시간 간격이다.

2차 연소율 R은 상부 취입 랜스로부터의 산소의 공급 조건에 따라 정해지는 값이며, 공급 조건이 일정하면, 거의 일정치를 나타내며, 상수로서 위치지워지며, 일반적으로는 0 내지 0.20의 범위에 있다. 물론, AOD로의 배출 가스 성분을 분석함으로써 2차 연소율 R의 실적을 구하고, 이 실적 R을 사용할 수 있다.

감압 정련 개시후, 자연 탈탄기 이후의 산소 취입 개시시부터 축차적으로 η가 구해지면, 취입한 산소량 Q_T, 2차 연소율 R 및 용강량 Wm은 이미 알려져 있으므로, 탈탄에 사용된 산소 가스량 Q₀₂가 구해지고, Δ〔％C〕가 구해진다. 감압 정련 개시전의 용강 조성, 정련중에 첨가한 합금과 스크랩 등의 양 및 조성을 알면 상기 η, 상기 Q_T, 2차 연소율(R)에 근거하여 측온 구간에서 탈탄에 사용된 산소 가스량(Q₀₂)을 구하고, 이 Q₀₂및 용강량(Wm)에 근거하여 탈탄량(Δ〔％C〕)을 용이하게 구할 수 있게 된다. 또한, 탈탄 및 이차 연소에 사용된 이외의 산소가 모두 용강중〔Cr〕의 산화에 사용되었다고 가정할 수 있으므로, 이 가정에 근거하여, 용강중〔Cr〕농도를 구할 수 있다.

이어서, 용강 온도 측정에 근거한 η의 산출 방법에 대해 설명한다.

측온된 현재의 용강 온도 T와 Hilty의 평형 온도와의 차를 ΔT로 둔다. Hilty의 평형 온도란, Th(℃) = -13800 / (-8.76 + log〔％C〕P_CO/〔％Cr〕))로 나타나는 온도이다. 즉, 하기 ⑦식이 유도된다. 여기에서, 본 발명 방법에 있어서는〔％C〕와〔％Cr〕을 짧은 인터벌로 연속적으로 구하므로,〔％C〕에는 직전의 계산 용강중〔C〕농도,〔％Cr〕에는 직전의 계산 용강중〔Cr〕농도를 이용할 수 있다. 직전의 계산〔C〕농도와 Δ〔％C〕로부터 측온시의〔C〕농도를 추정하여 이용할 수도 있다. 〔Cr〕농도도 마찬가지이다. 또한, 측온시의 분위기중 CO 분압 P_CO는, 측온시의 진공도(P), 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Q_T), 측온 구간에서 취입한 전체 희석 가스량(Q_d)에 근거하여 구할 수 있다. 구체적으로는 하기 ⑧식이다. ⑧식은 취입한 전체 산소 가스가 모두 탈탄에 사용된 경우를 상정하여 P_CO를 구하는 식이다. 실제의 P_CO는 ⑧식으로 구해지는 값보다 작은 값이 되나, P_CO는 측정하는 것이 곤란하며, ⑧식으로 P_CO의 최대치를 추정함으로써, 반응 상태의 평가가 가능하게 된다.

도5는, SUS304 스텐레스강(18질량％Cr-8질량％Ni)를 종래의 방법으로 2 내지5 min 마다 용강의 측온 및 샘플링을 수행하면서, 진공 AOD로에서 감압 탈탄 정련을 수행한 경우의 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상으로 산소 취입을 개시한 후의 ΔT와 η의 관계를 나타낸다. 또한, 도면중의 데이터는 모두〔C〕농도가 0.15 질량％ 이상의 데이터이며, 또 도면중의 ○표는 용량이 60 ton, ●표는 90 ton인 AOD로의 데이터이며, ΔT는 측온, 샘플링했을 때의 진공도, 가스 취입 조건 및 용강의 온도, 조성으로부터, 하기 ⑦, ⑧식으로부터 구한 값이다.

ΔT =｛(T + 273.15) - (-13800 / (-8.76 + log(〔％C〕P_CO/〔％Cr〕))｝……⑦식

P_CO= P ×2 ×Q_T/ (2 ×Q_T+ Q_d) ………… ⑧식

여기에서, T는 측온된 용강 온도(℃),〔％C〕는 용강중〔C〕농도(질량％),〔％Cr〕는 용강중〔Cr〕농도(질량％), P는 측온시의 진공도(atm), Q_T는 측온 구간에 취입한 전체 산소량(Nm³), Q_d는 측온 구간에서 취입한 전체 희석 가스량(Nm³)이다.

도5에서 ○표와 ●표에서 약간 값은 다르나, 양자 모두 ΔT가 50 ℃ 이상에서 ΔT와 η의 사이에는 양호한 직선 관계를 얻을 수 있다. 즉, 취입한 산소 가스 중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(η)을 ΔT의 함수로서, 바람직하게는 일차 함수로서 구할 수 있음이 판명되었다. 함수형으로서는 고차 함수 또는 별종의 함수로 할 수도 있으나, 어떠한 함수를 이용하더라도 실질적으로 일차 함수에 가까운 관계를 얻을 수 있게 된다. 보다 구체적으로는 ΔT와 η과의 관계는 하기 ⑥식에의해 나타낼 수 있음이 확인되었다.

η= j ×ΔT + k ………… ⑥식

여기에서, j 및 k는 정련로에 의해 구해지는 상수를 나타내며, 과거의 정련 실적에 근거하여 용이하게 정할 수 있다.

전술한 바와 같이 η이 구해지면, Δ〔％C〕를 구할 수 있다. 보다 구체적으로는 Δ〔％C〕는 상기 ④식으로 구할 수 있다. Δ〔％C〕를 구할 때에, 계산 과정에서 η, ΔT, P_CO를 구할 수도 있으나, 산출 로직 또는 산출식을 상호 대입하여, η, ΔT, P_CO를 구하지 않고 직접 Δ〔％C〕를 구할 수 있음은 물론이다.

도6은 도5와 마찬가지로 하여, 취입 가스의 산소 가스 비율 20％ 이상인 조건에서〔C〕농도 0.15 질량％ 이하의 범위에서 구한 ΔT와 η의 관계를 나타낸다. 도5에 비해, 동일 ΔT에서 η의 값이 작아져 있으나, 정련로마다 ΔT가 50 ℃ 이상에서, ΔT와 η 사이에 양호한 직선 관계가 얻어져, ⑧식의 관계가 성립함이 확인되었다.

도5 및 도6에서, ⑥식의 관계가 성립되고, 상수인 j와 k를 정련로 및〔C〕농도 범위마다 구할 수 있으면, 양호한 정밀도로 η을 구할 수 있다. η가 구해지면, 전술한 바와 같이, 용강중〔C〕및〔Cr〕농도도 구할 수 있게 된다. 또한, 도5와 도6에서는〔C〕농도의 임계치를 0.25 질량％로 하여, ΔT와 η의 관계를 구하는데, 〔C〕농도를 더욱 세부적으로 한정한 범위에서 양자의 관계를 구하면, η의 정밀도가 향상된다.

도5 및 도6에서 ΔT가 50 ℃ 미만에서는 ΔT와 η과의 직선 관계가 깨어져, η이 극단적으로 작아지는 경향, 즉〔Cr〕의 산화가 진행되기 쉬워짐을 나타내고 있다. 이는 ΔT가 0 이하에서는 전술한 ④식에서의〔Cr〕산화 우선역이 되고, ΔT가 50 ℃ 미만으로 작은 값에서는 서서히〔Cr〕산화가 우선되기 때문이라고 판단된다.

이에 따라, 크롬함유 용강의 감압 탈탄 정련에서는 ΔT를 50 ℃ 이상으로 제어함으로써, 효율적인 탈탄이 가능해진다. ΔT를 제어하기 위한 조작 요인으로는, 상기 ⑦식에서 T,〔％C〕, P_CO,〔％Cr〕을 들수 있다. 이 중에서,〔％C〕및〔％Cr〕은 목표로 하는 성분 범위의 제한이 있으므로, 유효한 조작이 되지 않는다. 다음에, T의 제어는 Si, Al과 같은 산화 발열이 큰 원소를 함유하는 합금의 첨가, 또는 냉각재의 첨가에 의해 가능하기는 하지만, 이들의 첨가는 용강량 및 용강 조성의 변화를 초래하여, η의 추정 오차를 크게 하므로, 충분한 효과를 얻을 수 없음이 확인되었다. 따라서, ΔT의 제어에는 P_CO의 제어가 가장 유효한 수단이다.

이어서, P_CO의 제어를 설명하면, 상기 ⑧식으로부터 P_CO의 제어에는 분위기 압력 P의 제어, 및 취입 가스의 전체 가스량에 대한 산소 가스량의 비율 제어의 2가지 방법이 있다. 일반적으로, 크롬함유 용강의 감압하의 탈탄 반응은,〔C〕농도 0.15 질량％ 이상에서는 산소 공급률속, 0.15 질량％ 이하에서는 용강중〔C〕확산율속이라 불려진다.

한편, 진공 정련로에서는 스프래싱(splashing) 또는 보일링 등의 제약에 의해, 분위기 압력마다 취입하는 전체 가스량에 상한이 존재하고, 분위기 압력이 작을수록 취입하는 가스량이 저하된다. 산소 공급률속역에서는 산소 가스량을 얻기가 유효하며, 분위기 압력의 제어를 수행하기는 불리하다.

따라서, P_CO의 제어는, 용강중〔C〕농도가 0.15 질량％ 이상의 영역에서는 취입 가스의 전체 가스량에 대한 산소 가스량의 비율의 제어에 따라 행하는 것, 용강중〔C〕농도가 0.15 질량％ 이하의 영역에서는 취입 가스의 전체 가스량에 대한 산소 가스량의 비율의 제어 또는/및 분위기 압력의 제어에 따라 행하는 것이 유효한 수단이 된다.

이어서, 자연 탈탄 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20 ％ 미만의 확산 탈탄기의〔C〕농도 (〔％C〕) 추이의 산출 방법에 대해 설명한다. 크롬함유 용강의 감압 정련에서는, 일반적으로 취입 가스의 산소 가스 비율을 20％ 미만으로 하는 것은 〔％C〕가 0.1 질량％ 이하에서 적용된다. 즉, 전술한 바와 같이, 용강중〔C〕의 확산률속역이다.

도7은 SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr - 8 질량％Ni)을 종래 방법으로 2 내지 5 min 마다 용강의 측온 및 샘플링을 수행하면서, 진공 AOD로에서 감압 탈탄 정련을 수행한 경우의 취입 가스의 산소 가스 비율이 20 ％ 미만에서의〔％C〕의 대수의 시간 변화를 나타낸다. 또한, 도면중의 ○, □표는 용량이 60 ton, ●, ■표는 90 ton인 AOD로의 데이터이며, ○, ●표는 진공도가 약 0.1 atm, □, ■표는 약 0.2 atm인 데이터이다.

도7에서, 각 조건에서 직선의 기울기의 차는 있으나, 확산 탈탄기 개시부터의 시간 t와 log〔％C〕의 사이에는 양호한 직선 관계를 얻을 수 있음이 판명되었다. 이 점에서, 확산 탈탄기에 있어서는, 확산 탈탄기 개시로부터의 탄소 농도〔％C〕의 대수(log〔％C〕)의 변화 추이를 확산 탈탄기 개시로부터의 시간 t에 비례하는 함수로서 구하고, 이로부터 곧바로〔％C〕를 산출할 수 있다. 보다 구체적으로는, 확산 탈탄기의〔％C〕는 하기 ⑨식 또는 ⑨'식에 의해 나타내어지는 것이 확인되었다. 여기에서, 함수의 형태로서는 상기 함수형과는 다른 종류의 함수를 채용할 수도 있으나, 어떠한 함수형을 채용하더라도 탄소 농도〔％C〕와 시간 t와의 관계는 탄소 농도〔％C〕의 대수의 변화 추이가 확산 탈탄기 개시로부터의 시간 t에 비례하는 함수에 의한 경우에 근사한 것이 되는 것은 당연하다.

log〔％C〕- log〔％C〕_O= m ×t …………⑨식

〔％C〕= 〔％C〕_O×10^{m ×t}………… ⑨'식

여기에서,〔％C〕_O는 확산 탈탄기 개시시의 용강중〔C〕농도(질량％), t는 확산 탈탄기 개시시로부터의 경과 시간(min)이다. 또한, m은 정련로 및 정련 조건에 따라서 정해지는 상수이며, 과거의 정련 실적에 근거하여 용이하게 정할 수 있다.

이상에서, 감압 개시시로부터 용강의 온도를 연속적으로 측정함으로써, 연속적으로 Δ〔％C〕및〔％C〕를 구할 수 있음이 확인되었다. 보다 구체적으로는 상기 ① 내지 ⑨식을 이용하여 구할 수 있다.

<실시예>

SUS304 스텐레스강(18 질량％Cr - 8 질량％Ni)의 정련을 도1에 나타낸 60 t 진공 AOD로에서 실시하였다. 전기로에서 용해한 거친 용강(〔C〕= 약 2.0 질량％, 〔Si〕=0.3 질량％,〔Ni〕=7.5 질량％,〔Cr〕=19 질량％, 온도 = 약 1450 ℃) 55 ton을 진공 AOD로에 장입한 후, 최초는 대기압하에서 상부 바닥 취입에 의해 취련(blowing)을 개시했다.

진공 AOD로는 상부 바닥 취입이 가능한 복합 취련 타입으로서, 상부 취입은 22 ㎜ø×2공의 랜스를 이용하여, 최대 4000 Nm³/Hr의 산소 가스를 공급하였다. 바닥 취입은 노의 측벽에 설치된 5개의 2중관 송풍구(내관 내경 15 ㎜ø, 외관 외경 20 ㎜ø)를 통해 최대 5000 Nm³/Hr의 산소 가스, Ar 가스와 N₂가스의 불활성 가스를 공급했다. 탈탄 반응의 진행에 따른〔C〕농도의 저하에 수반하여, 상부 취입은 산소 가스 공급 속도를 저하시키고, 바닥 취입은 취입 가스의 산소 가스 비율을 저하시켰다. 〔C〕농도가 약 0.5 질량％ 가 된 시점에서 용강의 샘플링을 수행한 후에, 감압 정련을 개시하였다.

감압 정련에서는 감압 개시부터 약 30 sec은 불활성 가스만의 공급을 수행하고, 그 이후는 취입 가스의 산소 가스 비율이 20 ％ 이상으로 수행하고,〔％C〕가 약 0.1 질량％ 이하의 탈탄 말기에서는 산소 가스 비율을 20％ 미만으로 하여 정련을 수행하였다.

정련 중, 노 바닥에 설치한 이중관 송풍구의 내관 내경 10 ㎜ø의 Ar가스 취입공에 이미지 파이버를 삽입하고, 휘도 이미지를 얻었다. 얻어진 휘도 이미지는 Ar 가스 기포를 통하여 본 용강의 휘도뿐 아니라, 가스 취입 파이프의 내주면과, 파이프 선단에 생성된 머시룸(mushroom)의 휘도도 포함되어 있으므로, 이를 화상 처리하여 실제 용강부의 휘도 정보만을 추출하여 용강 온도로 환산했다. 내관 Ar가스 유량은 100 Nm³/Hr로 하였다.

표1에 실시 결과에 대해서, 대기압 및 감압 정련하에서의 연속 측온의 유무, 연속 Δ〔％C〕및〔％C〕,〔％Cr〕의 추정의 유무, ΔT 제어의 유무 및 각〔C〕농도 범위에서의 P_CO의 제어 방법을 나타낸다.

또한, No.1 내지 No.6의 예는 본 발명예, No.7 내지 No.12의 예는 본 발명의 조건 외의 예를 나타낸다. 본 발명예 No.1 내지 No.5에서는〔C〕농도 0.5 질량％ 이상에서는 ΔT가 0 ℃이상이 되도록 용강 온도의 제어를 수행하고,〔C〕농도 0.2 질량％ 이상 0.5 질량％ 이하에서는 ΔT가 30 ℃ 이상이 되도록, 정련 용기내의 압력 제어를 수행하고,〔C〕농도 0.2 질량％ 미만에서는 ΔT가 50 ℃ 이상이 되도록 정련 용기내의 압력 제어 및 취입 가스중의 산소 가스 비율의 제어를 수행하였다. 본 발명예의 No.6에서는 η의 추정은 행하였으나, ΔT가 소정치 이상이 되도록 제어를 수행하지 않은 예이다.

한편, 비교예의 No.7. No.8에서는 연속 측온은 수행했으나, Δ〔％C〕및 〔％C〕,〔％Cr〕의 추정은 수행하지 않은 예이며, 그 이외의 비교예에서는 연속 측온도 수행하지 않은 예이다.

표2에 실시 결과에 대해, 평균의 ΔT,〔Cr〕산화 지수, 내화물 용손 지수, 탈탄 시간 지수 및 정련 비용 지수를 나타낸다. 이들 지수는 본 발명예의 No.1의 예를 100으로 하여 비례 환산한 것이다.

본 발명예에서는 연속적으로 측정되는 용강 온도에 의해 연속적으로 Δ〔％C〕를 추정하고, 〔C〕농도 및〔Cr〕농도의 추정이 가능하므로, 이들 값에 따라서, 정련 제어 조작을 수행함으로써 탈탄 정련 시간을 단축할 수 있고, 또〔Cr〕의 산화 손실 및 내화물 용손을 저위(低位)로 안정시켜, 정련 비용을 저감할 수 있었다.

한편, 비교예에서는 용강 온도에 따른 정련 제어가 불가능하며, 또 Δ〔％C〕의 추정,〔C〕농도,〔Cr〕농도를 추정할 수 없으며, 그로 인하여 실제 용강 온도가 불균일하며,〔Cr〕산화, 내화물 용손을 과대하게 진행시키게 되고, 또한 탈탄 시간도 길어져, 정련 비용 증가를 초래하게 되었다.

본 발명에 따라, 크롬함유 용강의 정련에 있어서〔Cr〕의 산화 손실을 억제하고, 또한 내화물 용손을 억제할 수 있는 탈탄 정련이 가능해지며, 정련 비용의 저감 및 생산성의 향상을 도모할 수 있게 되었다.

Claims

대기압하 또는 감압하에서 크롬함유 용강에 산소 가스와 불활성 가스를 취입하여 탈탄 정련을 행하는 방법에 있어서, 정련중의 용강 온도를 실측에 의해 또는 정련전 용강 온도와 정련 조건으로부터 계산에 의해 구하고, 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 정련전 용강 성분과 정련 조건으로부터 계산에 의해 또는 실측에 의해 구하고, 정련중의 분위기중 CO 분압(分壓) P_CO를 분위기의 전압(全壓) P와 산소 가스 공급 속도 및 불활성 가스 공급 속도로부터 구하고, 상기〔C〕농도,〔Cr〕농도, P_CO에 근거하여 크롬함유 용강의 탈탄 반응의 평형 온도 T를 구하고,

상기 정련중의 용강 온도와 그 평형 온도 T와의 차 ΔT를 구하고, ΔT가 소정치 이상이 되도록 정련 조건을 제어하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제1항에 있어서, 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도는, 정련전의 용강 성분, 기체 산소 및 고체 산소원 합계의 산소 공급량, 취입 가스중의 산소 가스 비율의 추이, 과거의 정련 실적 데이터에 근거하여 계산에 의해 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제2항에 있어서, 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도는, 배출 가스 분석 결과를더 고려하여 계산에 의해 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제1항에 있어서, 정련중의〔C〕농도 및〔Cr〕농도는, 정련전의 용강 성분을 초기치로 하고, 상기 구한 ΔT의 함수로서 탈탄 산소 효율 η을 구하고, 그 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도로부터 탈탄 속도 및〔Cr〕산화 속도를 결정하여〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 갱신하고, 이 계산을 반복함으로써 축차〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제1항에 있어서, 감압하에서 행하는 탈탄 정련을, 감압 개시부터 산소 가스 취입을 개시할 때까지의 기간(자연 탈탄기), 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 기간(산소 탈탄기), 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)로 나누어,

1) 상기 자연 탈탄기에 있어서는, 감압 개시전의 용강중〔C〕농도, 용강중 〔C〕의 활량(ac) 및 감압 개시전의 용강 온도로부터 감압 개시전의〔O〕의 농도를 구하고, 자연 탈탄기의 탈탄량을 그 감압 개시전의〔O〕농도의 함수로서 구하고, 〔Cr〕농도는 자연 탈탄기의 탈탄량의 함수로서 구하고,

2) 상기 산소 탈탄기에 있어서는, 산소 탈탄기 개시시의 〔C〕농도와〔Cr〕농도를 초기치로 하고, 상기 구해진 ΔT의 함수로서 탈탄 산소 효율 η을 구하고, 그 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도로부터 탈탄 속도 및〔Cr〕산화 속도를 결정하여 〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 갱신하고, 그 계산을 반복함으로써 축차〔C〕농도 및〔Cr〕농도를 구하고,

3) 상기 확산 탈탄기에 있어서는, 확산 탈탄기 개시로부터의〔C〕농도의 대수의 변화 추이를 확산 탈탄기 개시로부터의 시간 t에 비례하는 함수로서 구하고, 〔Cr〕농도는 산소 공급 속도와 탈탄 속도의 함수로서 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제4항 또는 제5항에 있어서, 상기 탈탄 산소 효율 η과 산소 가스 공급 속도 q_T로부터 탈탄 속도 Δ〔C〕및〔Cr〕산화 속도 Δ〔Cr〕을 결정하여,〔C〕농도 및 〔Cr〕농도를 갱신할 때에는, 하기 (1)식 및 (2)식을 이용하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

Δ〔C〕= η×q_T×(1-R) ×12 / 11.2 / (10 ×Wm) … (1)식

Δ〔Cr〕= (1 - η)×q_T×(1-R) ×104 / 33.6 / (10 ×Wm) … (2)식

단, Δ〔C〕Δ〔Cr〕은 단위 시간당〔C〕〔Cr〕의 변화량(질량％/min), q_T는 단위 시간당 산소 가스 공급 속도(Nm³/min), R은 2차 연소율(-), Wm은 용강량(ton)이다.
제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 정련중의 분위기중 CO 분압P_CO는, 전압 P와 산소 가스 공급 속도 q_T및 불활성 가스 공급 속도 q_d로부터 하기 (3)식에 근거하여 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

P_CO= P ×2 ×q_T/(2 ×q_T+ q_d) … (3)식
제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서, 크롬함유 용강의 탈탄 반응의 평형 온도 T로서, 하기 (5)식에 의해 계산한 Hilty의 평형 온도 T_H(K)의 값을 이용하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.

T_H=｛-13800/(-8.76 + log(〔C〕P_CO/〔Cr〕)) ｝ … (5)식

각 파라메터의 단위는 T_H: K,〔C〕〔Cr〕: 질량％, P_CO: atm이다.
제1항 내지 제8항 중 어느 항에 있어서, 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상에서는 ΔT가 0 ℃ 이상, 〔C〕농도 0.2 질량％ 이상에서는 ΔT가 30℃ 이상,〔C〕농도 0.2 질량％ 미만에서는 ΔT가 50℃ 이상이 되도록 정련 조건을 제어하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제9항에 있어서, 용강중〔C〕농도 0.5 질량％ 이상인 영역에 있어서, 상기 ΔT의 제어를 용강 온도의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제9항 또는 제10항에 있어서, 용강중〔C〕농도 0.2 질량％ 이상 0.5 질량％ 이하인 영역에 있어서, 상기 ΔT의 제어를 정련 용기내의 압력의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
제9항 내지 제11항 중 어느 한 항에 있어서, 용강중〔C〕농도 0.2 질량％ 미만인 영역에 있어서, 상기 ΔT의 제어를 정련 용기내의 압력의 제어 및 취입 가스중의 산소 가스 비율의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 탈탄 정련 방법.
감압하에서 크롬함유 용강에 산소 가스와 불활성 가스를 취입하여 탈탄 정련을 행하는 방법에 있어서, 감압 개시시부터 상기 용강의 온도를 연속적으로 측정하고, 측정한 용강 온도를 이용하여 탈탄량(Δ〔％C〕) 및〔C〕농도 (〔％C〕)를 연속적으로 구할 때에,

1) 감압 개시부터 산소 가스의 취입을 개시할 때까지의 기간(자연 탈탄기)에 있어서는,

감압 개시전의 용강중〔C〕농도(〔％C〕s), 용강중〔C〕의 활량(ac) 및 측온된 감압 개시전의 용강 온도(To)로부터 감압 개시전의 〔O〕농도 (〔O〕cal)를 구하고, 탈탄량(Δ〔％C〕)을 〔O〕cal의 함수로서 구하고,

2) 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 기간(산소탈탄기)에 있어서는,

측온시의 진공도(P), 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Q_T), 측온 구간에서 취입한 전체 희석 가스량(Q_d)에 근거하여 측온시의 분위기중 CO분압 Pco을 구하고,

계산 용강중〔C〕농도(〔％C〕), 계산 용강중〔Cr〕농도 (〔％Cr〕) 및 상기 P_CO에 근거하여 Hilty의 평형 온도를 구하고,

측온된 용강 온도 T와 상기 구한 Hilty의 평형 온도와의 차(ΔT)를 구하고,

취입한 산소 가스 중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(η)을 ΔT의 함수로서 구하고,

상기 η, 상기 Q_T, 2차 연소율(R)에 근거하여 측온 구간에서 탈탄에 사용된 산소 가스량(Q₀₂)을 구하고, 이 Q₀₂및 용강량(Wm)에 근거하여 탈탄량(Δ〔％C〕)을 구하며,

3) 자연 탈탄 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)에 있어서는,

확산 탈탄기 개시부터의 탄소 농도〔％C〕의 대수(log〔％C〕)의 변화 추이를 확산 탈탄기 개시부터의 시간 t에 비례하는 함수로서 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.
제13항에 있어서,

1) 감압 개시부터 산소 가스의 취입을 개시할 때까지의 기간(자연 탈탄기)에 있어서는, 감압 개시전의〔O〕농도(〔O〕cal)를 하기 ②식 ③식으로부터 구하고, 탈탄량 (Δ〔％C〕)을 하기 ①식으로부터 구하고,

2) 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 이상인 기간(산소 탈탄기)에 있어서는, 측온시의 분위기중 CO 분압 P_CO를 하기 ⑧식으로부터 구하고, 측온된 용강 온도 T와 상기 구해진 Hilty의 평형 온도와의 차(ΔT)를 하기 ⑦식으로부터 구하고, 취입한 산소 가스중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(η)을 하기 ⑥식으로부터 구하고, 탈탄량(Δ〔％C〕)을 하기 ④식으로부터 구하며,

3) 자연 탈탄기 이후, 취입 가스의 산소 가스 비율이 20％ 미만인 기간(확산 탈탄기)에 있어서는, 탄소 농도〔％C〕의 대수(log〔％C〕)의 변화 추이를 하기 ⑨식으로부터 구하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.

Δ〔％C〕= a ×〔0〕cal + b ……… ①식

〔0〕cal = c + d ×〔0〕e ×10^{fo / To + g ×log〔％C〕s + h}………②식

〔0〕e = 1 / (ac ×fo) ×10^{-1160 / (To + 273.15) - 2.003}………③식

Δ〔％C〕= η×Q_T×(1-R) ×11.2 / 12 / (10 ×Wm) ……… ④식

η= Q₀₂/ ((1-R) ×Q_T) ……… ⑤식

η= j ×ΔT + k ……… ⑥식

ΔT = (T + 273.15) - (-13800 / (-8.76 + log(〔％C〕P_CO/〔％Cr〕))) … ⑦식

P_CO= P ×2 ×Q_T/ (2 ×Q_T+ Q_d) ……… ⑧식

log〔％C〕- log〔％C〕o = m ×t ……… ⑨식

여기에서, T : 측온된 용강 온도(℃)

To : 감압 개시전의 용강 온도(℃)

〔％C〕s : 감압 개시전의 용강중〔C〕농도(질량％)

ac : 감압 개시전의 용강중 〔C〕의 활량

fo : 감압 개시전의 용강중〔O〕의 활량 계수

η : 취입한 산소 가스중에서 탈탄에 사용된 산소 가스 비율(-)

Q_T: 측온 구간에서 취입한 전체 산소 가스량(Nm³)

R : 2차 연소율(-)

Wm : 용강량(ton)

Q₀₂: 측온 구간에서 탈탄에 사용된 산소 가스량(Nm³)

ΔT : 실적 온도와 Hilty의 평형 온도와의 차(℃)

〔％C〕: 계산 용강중 〔C〕농도(질량％)

〔％Cr〕: 계산 용강중 〔Cr〕농도(질량％)

P : 측온시의 진공도(atm)

Q_d: 측온 구간에서 취입한 전체 희석 가스량(Nm³)

〔％C〕_o: 확산 탈탄기 개시시의 용강중 〔C〕농도(질량％)

t : 확산 탈탄기 개시시로부터의 경과 시간(min)

a,b,c,d,f,g,h,j,k,m : 정련로 및 정련 조건에 따라 정해지는 상수
제13항 또는 제14항에 있어서, 상기 ΔT가 50 ℃ 이상이 되도록, 상기 P_CO를 제어하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.
제15항에 있어서, 상기 P_CO의 제어를 용강중〔C〕농도가 0.15 질량％ 이상인 영역에 있어서, 취입 가스의 산소 가스 비율의 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.
제15항에 있어서, 상기 P_CO의 제어를, 용강중〔C〕농도가 0.15 질량％ 이하인 영역에 있어서, 취입 가스의 산소 가스 비율의 제어 또는/및 분위기 압력 제어에 의해 행하는 것을 특징으로 하는 크롬함유 용강의 감압 정련 방법.