JPH07100811B2 - 溶融還元によるステンレス溶鋼の製造方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ この発明は炭材を燃料または還元材として用い、Ni鉱石
およびCr鉱石を転炉型製錬炉において溶融還元し、含N
i、Cr溶湯を得る方法に関する。

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

このような観点からより経済的にステンレス鋼を製造す
る方法として、Ni源としての安価原料の使用は、FeNi溶
解費の低減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.59）、転炉におけるニッ
ケルマットの溶融還元（特開昭58−104153号公報）、あ
るいはニッケル酸化物に炭材を混合、成型したものを加
熱して予備還元し、これを転炉型反応容器に装入して溶
融還元する方法（特開昭60−36613号公報）、さらには
ニッケルオキサイドの利用（特開昭61−291911号公報）
がある。

一方、Cr源としてCr鉱石をを用い、これを転炉またはそ
の他の溶解炉において溶融還元する方法がいくつか提案
されている。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。例えば、
後者の例としては特開昭61−279608号公報を挙げること
ができる。

［発明が解決しようとする課題］ しかしながら、従来の含Ni溶湯の製造法は、いずれもNi
鉱石を直接溶解炉に装入して溶融還元するものではな
い。Ni鉱石は、Ni成分が２〜３％と低く、Ni鉱石重量の
約70％はスラグとなるので、溶融還元においては多量の
スラグを発生する。従って、所定のNi濃度の溶湯を得よ
うとすると、多量のスラグを発生する。例えば、８％含
Ni溶湯を得る場合は溶湯Ｔ当たり２〜3Tのスラグが発生
する。これに伴って、 溶融還元の工程で還元材、または熱源として装入さ
れる炭材と酸素により発生する反応ガスによってスロッ
ピングが発生し易く、定常的な操業が困難となり、操業
が不安定となる虞があり、さらには、 スラグの炉外流出に伴うNi歩留まりの低下、 スロッピングに伴う設備機器の損傷、耐火材の損
耗、 が顕著になる。

こうした問題があるため、従来技術では、Ni源として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。

従来、炉内におけるCr鉱石の還元はスラグ中でCr鉱
石が溶解した後、炭材のＣが作用することにより進行す
るものであって、Cr鉱石の溶融がCr還元の律速であると
考えられ、このため処理時間を短縮するための主要な技
術的関心は、スラグ組成の特定等の点に向けられてい
た。しかし、Cr鉱石は基本的に難溶融性であり、Cr鉱石
の溶融を促進して還元速度を高めることには限界があ
る。

Cr鉱石のスラグ中での溶融速度を上げ、Cr鉱石の還
元処理速度を向上させるため、炉内のCOガスを二次燃焼
させ、その熱を利用するという方法が考えられ、従来で
も炉上部壁から二次燃焼用酸素を吹き込む方法がとられ
ている。しかし従来では、二次燃焼比を上げると排ガス
温度は上昇するものの、排ガス顕熱を効率よく溶湯へ伝
達させる技術がなく、この結果、着熱効率が低下し、高
温排ガスを排出せざるを得ない。そして、このような高
温排ガスは炉内壁耐火物や排ガスフードの耐火物を激し
く損耗させるという大きな問題があり、このため二次燃
焼比はあまり上げられないというのが一般的な考え方で
あった。

また、Ni鉱石およびCr鉱石を溶融還元して得られる含N
i,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ほとんど
なされていない。これは次のような理由によるものであ
る。

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

（２）脱炭処理では多量の撹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撹拌ガスをそ
れ程多量に供給するものではない。このため仮に同じ転
炉型容器を用いるとしても、溶融還元用の炉は脱炭処理
用とは異なった構造とする必要があると考えられてい
た。

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

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

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

［課題を解決するための手段、作用］ 本発明による溶融還元によるステンレス溶鋼の製造方法
は、脱炭用および２次燃焼用ノズルを有する上吹き酸素
ランス、底吹き羽口および横吹き羽口および備えた製錬
炉において、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、 前記底吹き羽口からCOガスまたは不活性ガスを吹き込
む工程、 二次燃焼比［（H₂O＋CO₂）／（H₂＋H₂O＋CO＋CO₂）］
を0.3以上に保持する工程、 によりNi鉱石を溶融還元し、含Ni溶湯を得た後、前記製
錬炉にCr鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装入し、
前記乃至の工程に ガス流の少なくとも一部が、底吹きガスによる溶湯隆
起部に当たるように、横吹き羽口からCOガスまたは不活
性ガスを吹き込む工程、 を加え、Cr鉱石を溶融還元して得られた含Ni,Cr溶銑に
対し、 不活性ガスで稀釈した脱炭溶酸素を吹き込んで溶銑を
強撹拌する工程、 により、脱炭吹錬することを特徴とする。

溶湯中の［Ｃ］は、脱炭用酸素によってCOガスとなって
脱炭されるが、このCOガスは２次燃焼用酸素によってCO
₂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、撹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撹拌が強化され、上
記酸化反応が促進される。こうして製錬炉内の上記二次
燃焼比を大きくとることが出来、Ni鉱石、Cr鉱石の溶解
速度または還元速度の促進に大きな効果がある。

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。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
スラグと溶湯の撹拌をさらに強化することが効果的であ
る。このため、底吹きガスの吹き込みに加えて横吹きガ
スの吹き込みが行われる。なお、Niの溶融還元において
は、横吹きガスの有無によらず、底吹きガス量の増加に
よりスロッピングの低減を図ることができる。

含Ni,Cr溶銑の脱炭処理においても、酸素ガスの吹き込
みは専ら上吹き酸素ランスから行うが、単なる上吹きで
はなく、火点のCO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撹拌
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
て溶湯を強撹拌し過ぎ溶湯のスプラッシュが２次燃焼領
域（第１図PC O₂によるCOの酸化領域）に達し、溶湯中
のＣが２次燃料用酸素PC O₂と反応して２次燃焼が阻害
されてしまう。加えて、酸素を使用すると羽口の温度が
上がり過ぎるため冷却ガスを添加する必要があり、これ
も底吹きガスを量を増大させ、強撹拌→溶湯スプラッシ
ュの発生を過大に助長することになる。

［実施例］ 添付の図面を参照しながら、本発明の実施例について説
明する。

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

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

溶解の熱エネルギーは炭材の酸素による燃焼すなわちＣ
→CO,CO→CO₂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PC O₂で示す）は主として溶湯中の炭素［Ｃ］と反応
してCOとなり、同じく２次燃焼用ノズル23による素（第
１図でDC O₂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以上が確保
されて、Ni鉱石還元中のスロッピングが低減され、Cr鉱
石の高い還元速度が得られる。

第２図はN₂吹き込みを行う本実施例とN₂に代えてO₂吹き
込みを行った比較例について、設定２次燃焼比［Pc O₂/
（Dc O₂＋鉱石中O₂）］に対する実際の２次燃焼比 ［H₂O＋CO₂）／（H₂＋H₂O＋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O₂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、撹拌ガスであるCO,NまたはAr等の不活性ガスは、
単独または混合して使用することができる。

上記の高２次燃焼の得られる製錬炉10によるNi鉱石の溶
融還元について説明する。最初に溶銑が装入され、次い
で炭材を装入して上吹き酸素ランス21からの送酸によ
り、溶湯が1500℃程度に昇温された後、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からの撹
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撹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撹拌の効果が顕著に認められない
ためである。

一般的に使用されるNi鉱石のメタル成分は30％程度で、
その内Ni成分は２〜３％程度で、残はFeである。その他
の70％はスラグでなる。スラグにはNi鉱石の他、造滓剤
が加わって、Ni鉱石重量の約８割がスラグになる。した
がって、Ni成分が８％程度の溶銑を得るには溶銑トン当
たり、２〜3tのスラグが生成する。スラグの見掛け密度
は、それに含まれるCOまたはCO₂ガスによって1.0乃至1.
5程度であるから、その容積は溶湯に比して約10乃至20
倍にも達する。発生するCOまたはCO₂ガス量が多い場合
はスロッピングが生じて、安定な操業が阻害され、操業
の中断または設備機器の損傷の虞がある。

こうした観点から本発明者らはスロッピングの発生要因
について検討した。

第３図は製錬炉内の２次燃料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、溶湯中に炭素［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2,500Nm³/Hr、比スラグ量Ｓは溶湯1T当り1T
（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→C
O₂）による発熱量が、脱炭（Ｃ＋Ｏ→CO）による発生熱
量の約2.5倍である。また、第４図に底吹きガス量とス
ロッピング頻度との関係を示す。これは底吹きガス量を
増加させることにより、前記発生熱量が効率的に溶湯に
伝達され、２次燃焼比率向上の効果が一層発揮されるた
めである。第４図の試験条件は底吹きガス量を変えた他
は第３図を得た場合と同様である。

第３図または第４図のグラフは上記のように、比スラグ
量Ｓが1T/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以上としてある。図中○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図中破線で書か
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（T/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。

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
定としてある。この図は共通の横軸に時間をとり、縦軸
には、操業工程、溶湯の温度、全体の送酸量、
，はそれぞれNi鉱石、炭材であるコークスの装入
量、スラグ量および溶湯量、および溶湯中のNi成分
を示したグラフ図である。ここで、〜は第５図のN
o.1〜７に対応する数字である。

操業工程では最初に3.1Tの溶銑が装入され、続いてNi
鉱石の溶融還元と排滓が３回繰り返される。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2900Nm³/Hr、120kg/min、50kg/minであ
る。

比スラグ量Ｓは当然排滓の都度低下されるが、そのピ
ークの値は図中に示されているてある通り、0.8T/HMT〜
1.1T/HMTである。製錬炉内の溶湯量はNi鉱石が溶融還
元されてNiまたはFeが溶湯中に加わり、当初の3.1Tに対
して最終的に5.9Tとなった。また、溶湯中のNi成分
は、１回目の排滓時に4.5％Niの高含Ni溶湯が得られ、
３回のNi鉱石の装入で、溶湯中のNi成分は8.15％であっ
た。

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

Cr鉱石の溶融還元処理中は、初期から終期に至るまで上
吹き酸素ランスの脱炭用酸素ノズル、２次燃焼用ノズル
からの酸素の吹き込み及び底吹き羽口24からの撹拌ガス
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からの撹拌ガス吹き
込みに加えて横吹き羽口25から撹拌ガスが吹き込まれ
る。横吹き羽口25からの撹拌ガスは前述の底吹きガスと
同様に酸素ガスは用いない。横吹きガスに酸素ガスを用
いると、Cr鉱石還元のためにスラグと混合させた溶湯中
のＣが酸素ガスと反応してしまい、Cr鉱石の還元を阻害
してしまう。また、底吹き羽口の場合と同様、耐火物損
傷の問題も生じる。

第７図は第１図に示した製錬炉のCr鉱石溶融還元におけ
る模式図である。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からの撹拌ガスにより、スラグ層
11の下部でCr鉱石が浮遊する領域中に溶湯を混合させよ
うとするものである。底吹き羽口24および横吹き羽口25
からのガス吹き込みは、両者の協同作用により溶湯をス
ラグ中に混合させ、還元速度を飛躍的に高める効果をも
たらす。すなわち、底吹き羽口24から撹拌ガスを供給し
て溶湯面に隆起面（第７図中Ａで示す）を形成し、同時
に、横吹き羽口25からガス流の少なくとも一部が上記溶
湯隆起部（Ａ）に当たるようにして撹拌ガスを供給する
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。スラグの見掛け
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次燃焼比を0.3以上として還
元処理が行われるが、底吹きと横吹きとの協同作用によ
り高い着熱効率が得られ、炭材の原単位を低く抑えるこ
とができる。これにより、溶湯中のＰ成分の殆どが炭材
により持ちこまれることから、溶湯中のＰの低減を図る
ことができる。また、２次燃焼比が高くなると、気化脱
硫現象が活発になり、溶湯中のＳも現象する。このよう
な観点からも本発明では２次燃焼比は0.3以上とする。
第８図は本実施例の溶融還元において、炉内２次燃焼比
の変化に対するコークス原単位、溶湯中Ｐ成分及びＳ成
分との関係を示すもので、２次燃焼比を0.3以上とする
ことにより、コークス原単位が抑えられ、かつ溶湯中の
P,Sも適切に低減している。

第９図は本実施例における溶融還元の処理時間（還元開
始から終了までの時間）を第10図に示す従来方式による
処理時間と比較して示したものである。なお、第10図の
従来法（１）は上吹きランスから微粉炭および酸素を上
吹きし、底吹き羽口から撹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 1700Nm/Hr（仕上げ還元期） 底吹き窒素 350Nm/Hr（仕上げ還元期） 溶銑 10Ton Cr鉱石 4600kg（ランスよりインジェクション） 炭材 6700kg（ランスよりインジェクション） 従来法（２） 上吹き酸素 1000Nm/Hr（仕上げ還元期） 底吹き窒素 120Nm/Hr（仕上げ還元期） 横吹き窒素 350Nm/Hr（仕上げ還元期） 溶銑 5Ton Cr鉱石 5000kg（上置） 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％にはなるものの、処理に120分も要している。これ
に対し、本実施例によれば、従来法（１）の約半分の60
分の処理時間で18％Crに達しており、本発明の極めて優
れた処理性能が示されている。なお、第11図は本実施例
におけるCr純分投入速度（純Cr量に換算したcr鉱石の投
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法、排滓がなされ、引き続き
同一炉で含Cr,Ni溶湯の脱炭吹錬が行われる。この脱炭
吹錬は大気圧下において次のような条件で行う。

酸素の供給は専ら上吹きランス21から行い、酸素の底
吹きは行わない。

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

底吹き羽口24からは不活性ガスを吹き込んで強撹拌す
る。

従来知られているAOD法では、酸素を炉底の羽口から吹
き込む方法が採られているが、本発明者等の検討によれ
ば、底吹き酸素がCr酸化ロスを増大させる原因であるこ
とが判った。すなわち、酸素底吹きでは溶鋼静圧が加わ
るためCO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CO分圧
が非常に高くなり、この結果、脱炭反応が阻害され、酸
素がCrを酸化させてしまうことによるものである。この
ため本発明では不活性ガス（N₂,Ar等）で稀釈した酸素
を上吹きするようにし、これによって火点におけるCO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、上吹きランスからは処理時間を短くするため大量
送酸することが好ましい。

さらに、本実施例では、溶湯と上吹き酸素との混合を促
進させるため、底吹き羽口24から不活性ガスを吹き込
み、溶湯に強撹拌するものであり、この底吹き不活性ガ
スによる強撹拌と、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。

溶湯を強撹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、0.5Nm³T,分（溶湯1T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、1Nm³/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0.5〜5Nm³/T,分、好
ましくは１〜3Nm³/T,分程度とされる。

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

以上のような脱炭吹錬において、Cr酸化ロスをより適切
に防止するためには、Ｃレベルの低減にしたがって送酸
量を絞っていくことが有効である。しかし、一般的に上
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
続的あるいは限階的に行うことができる。このガス吹き
込みの具体的な態様としては、例えば、上吹きランスか
らの吹き込みガス量（酸素＋不活性ガス）を常時3Nm³/
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 Nm³/T・分 C:3％未満〜２％ ……２〜3Nm³/T・分 C:2％未満〜0.5％ ……１〜2Nm³/T・分 C:0.5％未満 …… １ Nm³/T・分 なお、不錬中の溶湯［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％で脱炭
処理したが、このように底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た。第
13図はその結果を従来法（AOD法、LD−OB法）と比較し
て示すもので、本実施例では低炭域においてもCr酸化ロ
スが十分低く抑えられていることが判る。

第14図はNi鉱石の溶融還元後に行われるCrの溶融還元と
脱炭処理の好ましい操業の実施例を具体例に示すもので
ある。この図は第６図に示したNi鉱石の溶融還元の操業
経過において、排滓の後に続くものである。共通の横軸
に時間をとり、縦軸には、操業工程、溶湯中に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No.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
底から撹拌ガスを吹き込んで２次燃焼比率を0.3以上と
するので、スロッピングが無く、安定操業が行われて、
Ni歩留まりは90％以上が確保され、続いて底吹きに加え
て、横吹き羽口からの撹拌用ガス吹き込みを行って強撹
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
酸素ランスから不活性ガスで稀釈した酸素を吹き込むの
で、脱炭処理におけるCrの酸化ロスが低減され、しかも
溶融還元から脱炭まで同一の炉で行われるので、Ni鉱
石、Cr原料を原料としたステンレス溶鋼の製造を簡単な
設備と短い処理時間により、高生産性、低コストで行う
ことができる。

【図面の簡単な説明】

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

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 高岡 利夫 東京都千代田区丸の内１丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 審査官 鈴木 正紀

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】脱炭用および２次燃焼用ノズルを有する上
   吹き酸素ランス、底吹き羽口および横吹き羽口を備えた
   製錬炉において、Ni鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉
   に装入し、 前記上吹き酸素ランスから溶湯中へ脱炭用酸素を吹き
   込むとともにスラグ中へ２次燃焼用酸素を吹き込む工
   程、 前記底吹き羽口からCOガスまたは不活性ガスを吹き込
   む工程、 二次燃焼比［（H₂O＋CO₂）／（H₂＋H₂O＋CO＋CO₂）］
   をを0.3以上に保持する工程、 によりNi鉱石を溶融還元し、含Ni溶湯を得た後、前記製
   錬炉にCr鉱石を炭材、造滓剤とともに製錬炉に装入し、
   前記乃至の工程に ガス流の少なくとも一部が、底吹きガスによる溶湯隆
   起部に当たるように、横吹き羽口からCOガスまたは不活
   性ガスを吹き込む工程、 を加え、Cr鉱石を溶融還元して得られた含Ni,Cr溶銑
   に、 不活性ガスで稀釈した脱炭用酸素を吹き込んで溶銑を
   強撹拌する工程、 により、脱炭吹錬することを特徴とする溶融還元による
   ステンレス溶鋼の製造方法。
2. 【請求項２】Ni鉱石を溶融還元するとき、溶湯中の炭素
   含有量［Ｃ］（％）と、溶湯トン（Ｔ）当たり発生する
   スラグ量Ｓトン（Ｔ）との関係を Ｓ（T/HMT）≦３［Ｃ］（％） とすることを特徴とする請求項１の溶融還元によるステ
   ンレス溶鋼の製造方法。
3. 【請求項３】Ni鉱石またはCr源の溶融還元中、先端が操
   業中のスラグ層内に位置した上吹き酸素ランスにより、
   脱炭用酸素および二次燃焼用酸素を吹き込むことを特徴
   とする請求項１記載の溶融還元によるステンレス溶鋼の
   製造方法。
4. 【請求項４】Ni鉱石を溶融還元して得られる溶湯のNi成
   分が３％以上であることを特徴とする請求項１の溶融還
   元によるステンレス溶鋼の製造方法。