專利名稱：鋼水的真空脫碳精煉方法及裝置的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及鋼水的真空脫碳方法及其裝置，尤其是涉及抑制鋼水飛濺附著在真空槽內(nèi)壁和氧氣噴槍上，同時防止鋼水中金屬氧化損失的鋼水精煉的方法及其裝置。
背景技術(shù)：
人們知道在電爐或轉(zhuǎn)爐中脫碳精煉過的鋼水，經(jīng)進(jìn)一步脫碳精煉得到碳濃度達(dá)到0.01重量％以下鋼水的方法有(1)以特開昭57-43924號公報為代表的向保持在真空下的盛鋼桶中鋼水表面吹氧的VOD法，和(2)向浸漬在鋼水中的浸漬管內(nèi)的鋼水表面吹氧，進(jìn)行真空精煉的直桶形浸漬管法。
然而，上述(1)VOD法不能保證鋼水表面上方具有充分空間，所以在吹氧脫碳精煉時鋼水飛濺附著在頂吹氧槍和真空容器蓋上影響操作。
對于這種設(shè)備限制少的(2)直桶形浸漬管法來說，例如特開昭61-37912號公報中公開的方法，如附圖35所示，盛鋼桶70中的鋼水71被浸漬管72上吸至真空槽73內(nèi)，從處于浸漬管72投影面之下的盛鋼桶70下部噴吹惰性氣體，而且用上部噴槍74向真空槽73內(nèi)的鋼水表面噴吹氧化性氣體；這種鋼水的真空精煉方法中，應(yīng)當(dāng)適當(dāng)確定浸漬管72的內(nèi)徑，使浸漬管72內(nèi)徑(D1)與盛鋼桶70內(nèi)徑(D0)之比(D1/D0)處于0.4～0.8范圍內(nèi)；同時還應(yīng)當(dāng)適當(dāng)選擇惰性氣體噴吹的深度，使惰性氣體距鋼水表面的噴吹深度(H1)與盛鋼桶70內(nèi)鋼水深度(H0)之比(H1/H0)處于0.5～1.0范圍內(nèi)。其中提出的這種鋼水真空精煉法，目的在于能夠在槽內(nèi)生鐵、爐渣等附著量少的狀態(tài)下進(jìn)行高效脫碳。
此外，在特開平2-133510號公報中提出了一種真空處理裝置，其中包括容納熔融金屬的盛鋼桶、備有下端浸漬在上述熔融金屬中的浸漬管的真空槽和將真空槽內(nèi)部與減壓真空源相連的排氣管，以及設(shè)置在上述真空槽內(nèi)部的遮檔體，使所說的遮檔體保持在所說的浸漬管內(nèi)鋼水表面上方2～5米高度處。
然而，在上述特開昭61-37912號公報中記載的方法中，存在下面(1)～(4)中所說的問題。
(1)如果不能適當(dāng)確定吹向鋼水的氧氣流量、攪拌用氬氣流量以及真空槽73內(nèi)的真空度等脫碳精煉條件，則會使鋼水表面產(chǎn)生搖動和鋼水過度飛濺，導(dǎo)致生鐵附著，產(chǎn)生操作上的麻煩。
(2)吹氧脫碳精煉不銹鋼等含鉻鋼水時，鋼水中的鉻成分被吹入的氧氣氧化，這種被氧化的鉻氧化物在鋼水中沉降時一部分被鋼水中的碳還原，但是大部分未被還原，自下方吹入的惰性氣體產(chǎn)生的對流作用使之上浮至浸漬管和盛鋼桶之間的鋼水表面上，形成爐渣75從鋼水中排出，導(dǎo)致鉻成分損失量增加。
(3)上述浸漬管72和盛鋼桶70內(nèi)壁之間的鋼水表面與大氣接觸而冷卻時，在含有這種氧化鉻爐渣75影響下，鋼水表面的粘度增高，爐渣75或生鐵等同時在其四周附著凝固，使精煉過程中和精煉終止時取樣變得困難，而且在精煉終止時還會使浸漬管72相對于盛鋼桶70的移動困難，影響精煉操作。
(4)供鋼水脫碳用的氧氣量和吹向鋼水的全部氧氣量之比，即脫碳氧氣效率，取決于真空槽73中的真空度、鋼水的攪拌狀態(tài)以及吹入氧氣流量等精煉條件，這些精煉條件如果選擇不當(dāng)，則很難使脫碳氧氣效率保持在高水平。
此外，如上述特開平2-133510號公報中所示，通過在真空槽(浸漬管)內(nèi)設(shè)置遮檔體來阻止吹氧氣產(chǎn)生的鋼水飛濺，防止噴氧槍、真空槽或排氣管上附著堆積飛濺鋼水凝固形成的生鐵。但是此方法存在以下諸問題。
(1)當(dāng)真空槽內(nèi)的排氣通過遮檔體之間時，排氣中飛濺的鋼水泡沫或由其凝固形成的粉塵會附著聚集在遮檔體上，使排氣的流動阻力增大，真空槽內(nèi)壓力損失增加。
(2)遮檔體之間的間隔作為排氣通路由于變窄，所以要獲得高真空度必須使用大功率真空排氣裝置。
(3)遮檔體之間的排氣通路一旦因鋼水的飛濺和噴出而導(dǎo)致生鐵等堆積，就會因結(jié)構(gòu)復(fù)雜而難于清除這些附著、堆積物，因而必須花費很多時間和工夫。
而且，在上述特開昭61-37912號公報中公開的方法中，如果進(jìn)行高速吹煉以提高真空精煉的生產(chǎn)率，則鋼水的飛濺現(xiàn)象也會大幅度增加，存在附圖35所示的下述問題。
(1)雖然能夠抑制鋼水71本身的飛濺，但是在排氣中仍然會含有粉塵。因此這種粉塵會隨著時間的流逝在真空排氣管76內(nèi)，尤其是在排氣管入口處附近依次堆積形成堆積槽77，將通路堵塞或者使通氣阻力增大，從而會降低真空槽73中可以達(dá)到的真空度。
(2)在氣體冷卻器78中收集粉塵會使氣體冷卻器受損，設(shè)備的停機(jī)和維護(hù)成本加大，同時冷卻效率也因氣體冷卻器78內(nèi)形成粉塵覆蓋層而顯著降低。
(3)一旦在真空排氣管76內(nèi)形成粉塵堆積層77，這些粉塵就會牢固結(jié)合，所以除去粉塵只能采用手工操作，使粉塵除去操作的負(fù)擔(dān)加大。
不僅如此，在上述特開昭61-37912公開的技術(shù)中，例如吹氧脫碳時形成的鉻氧化物(Cr2O3)自浸漬管流向真空槽外，這種Cr2O3是高熔點物質(zhì)，使盛鋼桶上爐渣固化，存在取樣難等操作性惡化的問題。而且Cr2O3一旦流出槽外就不能完全參與以后的脫碳反應(yīng)等，所以必然會使脫碳氧氣效率降低。
此外，就真空下吹氧脫碳精煉法而言人們十分熟悉RH-OB法。利用此方法例如精煉不銹鋼時，吹氧脫碳以前向鋼中加入鋁，利用頂吹的氧使鋁燃燒進(jìn)行鋼水升溫(鋁升溫)；這種情況下如果在高真空下利用鋁燃燒升溫，則因噴嘴吹氧形成的鋼水凹坑深度加大(成穴深)，在噴嘴吹氧的侵蝕下槽底的耐火磚有損傷之虞，由于擔(dān)心出現(xiàn)這種現(xiàn)象而不能在高真空下利用鋁進(jìn)行升溫操作。
在直桶形浸漬管真空精煉方法中，例如特開昭57-43924號公報中就超低碳高鉻鋼的制造方法所作的說明那樣，由于很難保持?jǐn)嚢鑿?qiáng)度而限制了脫氣期間的脫碳速度；而且如特開平2-305917號公報中公開的真空精煉方法那樣，要提高脫氣期間的還原速度，將會加速耐火材料損耗。
此外吹氧脫碳后一旦向真空槽內(nèi)鋼水中加入A1作為還原劑還原回收金屬氧化物，例如鉻氧化物，因鋁熱劑反應(yīng)放出的反應(yīng)熱就會使鋼水溫度上升，或者因瞬時產(chǎn)生CO氣體的還原反應(yīng)使鋼水和爐渣產(chǎn)生飛濺(爆沸)，導(dǎo)致槽內(nèi)耐火材料熔損以及生鐵和爐渣的附著現(xiàn)象出現(xiàn)，因而產(chǎn)生操作惡化之類的問題。
發(fā)明的公開本發(fā)明目的在于解決使用上述的RH-OB法、VOD法或者使用由具有單腳直桶形浸漬管的真空槽組成的真空精煉裝置的精煉方法，進(jìn)行鋼水脫碳吹氧時產(chǎn)生的上述各種問題。
也就是說，本發(fā)明目的在于鋼水中的碳濃度即使處于高濃度范圍內(nèi)也能抑制飛濺的鋼水附著在真空槽和浸漬管的內(nèi)壁上以及頂吹的氧槍上，同時還能防止因鋼水中金屬，例如鉻的氧化損失并且使浸漬管和盛鋼桶之間的爐渣附著量減少。
本發(fā)明的目的還在于提供一種手段，借助于這種手段能夠在排氣通路阻力不增加的情況下，遮擋真空脫碳精煉過程中向真空槽上部和氧氣噴槍輻射的輻射熱，同時還能夠抑制伴隨鋼水飛濺而形成的粉塵侵入真空排氣系統(tǒng)中，并能夠防止真空排氣系統(tǒng)被粉塵堵塞。
本發(fā)明目的也在于提供一種在高碳濃度范圍內(nèi)吹氧脫碳期間，防止吹氧脫碳過程中形成的金屬氧化物流出槽外的手段。
本發(fā)明目的又在于提供一種在鋁升溫過程中防止生成Al2O3以外的金屬氧化物和附著大量生鐵的鋁添加方法。
本發(fā)明目的同時在于提供一種能夠防止鋼水中生成金屬氧化物而且能夠高效制造極低碳鋼的脫碳處理方法。
本發(fā)明的上述諸目的是通過以下說明的精煉方法和裝置達(dá)到的。
本發(fā)明首先是一種進(jìn)行脫碳精煉的精煉方法，其中用真空槽浸漬管將經(jīng)轉(zhuǎn)爐中脫碳至碳含量為1重量％以下(以下各種成分的％均指重量％)的鋼水，裝入直桶形真空精煉裝置的真空槽中；將所說的真空槽中的上述碳含量分成高碳濃度區(qū)域(即自頂吹氧槍向鋼水中噴吹氧氣的供給速度成為支配全部脫碳反應(yīng)速度的反應(yīng)區(qū)域)和低碳濃度區(qū)域(即鋼水中的碳移動速度成為支配全部脫碳反應(yīng)速度的反應(yīng)區(qū)域)，調(diào)整各真空槽中的真空度，同時設(shè)定頂吹氧槍噴出的氧氣流量，使之分別最適于相應(yīng)的濃度區(qū)域(吹氧條件)，而且針對上述兩區(qū)域也同樣分別設(shè)定自設(shè)置在所說的精煉裝置中盛鋼桶底部的噴嘴供給的惰性氣體流量。
利用這種精煉方法能夠提高脫碳氧氣效率，同時還能防止因浸漬管內(nèi)產(chǎn)生鋼水飛濺和浸漬部分爐渣的附著現(xiàn)象。
此外，本發(fā)明在吹氧脫碳時，尤其是進(jìn)行鋁升溫的情況下，按照下述條件嚴(yán)格控制這種鋁升溫期，特別是碳濃度處于臨界碳濃度以上的區(qū)域吹氧脫碳期間真空槽內(nèi)的真空度。這種方法能夠防止鋼水飛濺造成的生鐵附著和金屬氧化。
鋁升溫期G≤-20吹氧脫碳期-35≤G≤-20G=5.96×10-3×T×ln(P/PCO)其中PCO=760·〔10(-13800/T+8.76)〕·〔％C〕/〔％Cr〕P小于760式中，T鋼水溫度(K)P槽內(nèi)真空度(乇)例如，當(dāng)鋼中含有0.1％C、3％Cr而且余量是鐵成分時，若使T=1700℃，則PCO=1476乇。其中為了控制G=-20，可以維持P在270乇。而且當(dāng)鋼中含有0.1％C、12％Cr而且余量是鐵成分時，若使T=1700℃，則PCO=370乇。其中為了控制G=-20，可以將P維持在67乇。
其中在鋁升溫期內(nèi)，與鋁同時加入相當(dāng)于0.8～4.0倍鋁加入量(kg)的生石灰，而且即使在高碳濃度區(qū)域的吹氧脫碳期內(nèi)加入生石灰等爐渣成分使?fàn)t渣厚度保持在100～1000毫米，也具有防止鋼水飛濺和促進(jìn)爐渣軟化的效果。
而且，在上述鋁升溫期和吹氧脫碳期內(nèi)，將上述浸漬管在鋼水中的浸入深度分別調(diào)整到200～400毫米和500～700毫米，可以促進(jìn)金屬氧化物(例如在不銹鋼精煉中的Cr2O3)與鋼中碳之間的還原反應(yīng)，使脫碳氧氣效率保持在高水平上。
此外本發(fā)明雖然在吹氧脫碳后于減壓下進(jìn)行脫氣處理，但是應(yīng)當(dāng)從盛鋼桶底部向經(jīng)吹氧脫碳使碳濃度降低到0.01％附近的鋼水中噴吹惰性氣體攪拌鋼水，使浸漬管內(nèi)真空度處于10～100乇氣氛氣體中，并且使K值處于0.5～3.5范圍內(nèi)。
K=log(S·Hv·Q/P)式中，K氣泡活性表面的攪拌強(qiáng)度S氣泡活性表面積(m2)Hv惰性氣體的噴吹深度(m)Q噴吹惰性氣體的流量(標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼)P槽內(nèi)真空度(乇)這種處理方法能夠保證作為氣體-金屬實際反應(yīng)界面的氣泡活性表面上的界面更新，可以有效地制造碳濃度在10ppm以下的高純度鋼水。
脫氣處理后需要加入還原用鋁，還原吹氧時生成的金屬氧化物(例如精煉不銹鋼時的Cr2O3)以便回收金屬的情況下，在還原用鋁加入期間內(nèi)應(yīng)當(dāng)向鋼水中吹入攪拌用惰性氣體，惰性氣體的吹入量在真空度低于400乇的低真空度氣氛氣體中應(yīng)當(dāng)為0.1～3.0標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼(相當(dāng)于精煉處理一噸鋼水的流量，以下記作Nl/min/t)，或者在脫氣處理終止后立即復(fù)壓至大氣壓下，在提升槽的同時加入還原用鋁，在還原用鋁加入期間內(nèi)和還原用鋁加入終止后分別以0.1～3.0和5～10 Nl/min/t的流量向鋼水中噴吹攪拌用惰性氣體。噴吹惰性氣體的這種方法可以防止鋼水溫度急劇上升和爆沸，同時還能防止在還原期間內(nèi)的氮氣吸收。
此外本發(fā)明還提供一種真空脫碳精煉裝置，這種裝置能夠抑制因鋼水飛濺和爆沸現(xiàn)象生成的飛沫(熔滴)和飛沫凝固而成的粉塵附著在真空槽和鋼水浸漬管內(nèi)壁上，其特征在于具有下述構(gòu)成。
在真空槽上蓋附近的槽上部側(cè)壁上至少設(shè)置一支噴嘴，而且在真空槽下部設(shè)置內(nèi)徑比浸漬管內(nèi)徑大的空間部分，同時在能夠接收到熔化附著在槽上部和下部之間的生鐵所需輻射熱量的位置處設(shè)置與真空槽側(cè)壁成一體的遮擋部分，所說的遮擋部分中央具有內(nèi)徑小于各槽內(nèi)徑而且大于頂吹氧槍外徑的空間部分。
通過使真空槽具有上述結(jié)構(gòu)，可以使槽下部側(cè)壁的耐火材料免受處于噴氧槍吹出的氧和脫碳反應(yīng)產(chǎn)生的火焰附近高溫的影響，而且能夠熔化附著在遮擋部分的生鐵。此外，當(dāng)遮擋部分沒有附著生鐵的情況下，隨著飛沫上升至槽上部并附著在上蓋附近的粉塵，可以被所說的噴嘴熔融后向下流動除去。
此外，設(shè)置在真空槽與冷卻排氣用氣體冷卻器之間的排氣導(dǎo)管，因為由自設(shè)置在真空槽上部的導(dǎo)管入口向上方傾斜的上升傾斜部分和由此上升傾斜部分頂部向下方傾斜的下降傾斜部分組成，所以與排氣導(dǎo)管中排氣一起侵入其中的飛沫和粉塵不會堆積在排氣導(dǎo)管中，而被捕集在設(shè)置在下部傾斜部分下方的導(dǎo)管特定處。
如上所述，本發(fā)明的主要課題雖然是極力防止精煉過程中產(chǎn)生的鋼水飛濺和爆沸現(xiàn)象等以便提高脫碳氧氣效率，但是由于還提供了一種即使產(chǎn)生鋼水飛濺等，也能夠有效地避免或除去鋼水飛濺產(chǎn)生的飛沫和粉塵的手段，所以能夠使真空槽內(nèi)的真空度保持在通常所需的數(shù)值上，因而能夠穩(wěn)定地進(jìn)行操作。
附圖的簡要說明附

圖1是本發(fā)明的一種實施方式，即適用于不銹鋼真空脫碳精煉方法的真空脫碳精煉設(shè)備的說明圖。
附圖2是說明鋁升溫期間內(nèi)和脫碳精煉過程中被氧化的鉻的總量(鉻的氧化損失)和飛沫產(chǎn)生量與G值之間的關(guān)系的示意圖。
附圖3是升溫期和脫碳精煉期內(nèi)G值的變化與對照例的對照圖。
附圖4是Wcao/WAl比值與脫碳氧氣效率之間關(guān)系的說明圖。
附圖5是鋁升溫期浸漬深度與脫碳氧氣效率之間關(guān)系的說明圖。
附圖6是脫碳期浸漬深度與脫碳氧氣效率之間關(guān)系的說明圖。
附圖7是鋁升溫期內(nèi)攪拌用氬氣流量與脫碳氧氣效率之間關(guān)系的說明圖。
附圖8是脫碳期內(nèi)攪拌用氬氣流量與脫碳氧氣效率之間關(guān)系的說明圖。
附圖9是脫碳精煉過程中鋼水中碳濃度與脫碳速度之間關(guān)系的模式圖。
附圖10是脫碳精煉過程中浸漬比(h/H)隨時間變化的模式圖。
附圖11是脫碳精煉過程中氧氣流量隨時間變化的模式圖。
附圖12是脫碳精煉過程中氧氣流量的減少速度隨時間變化的模式圖。
附圖13是脫碳精煉過程中惰性氣體流量隨時間變化的模式圖。
附圖14是脫碳精煉過程中浸漬管的浸漬深度(h)隨時間變化的模式圖。
附圖15是脫碳氧氣效率與浸漬比(h/H)之間關(guān)系的示意圖。
附圖16是脫碳氧氣效率與高碳濃度區(qū)域惰性氣體流量之間關(guān)系的示意圖。
附圖17是脫碳氧氣效率與氧氣流量減小速度之間關(guān)系的示意圖。
附圖18是K值與脫氣期間脫碳速度之間關(guān)系的示意圖。
附圖19中(A),(B)是按照本發(fā)明其他實施方式精煉不銹鋼過程中還原處理工序的示意圖(盛鋼桶內(nèi)壁上部附著的爐渣未固化的情況下)。
附圖20中(A),(B),(C)是按照本發(fā)明其他實施方式精煉不銹鋼過程中還原處理工序的示意圖(盛鋼桶內(nèi)壁上部附著的爐渣固化的情況下)。
附圖21是在投入還原用鋁的期間內(nèi)攪拌用氬氣流量與鉻氧化物回收率之間關(guān)系的示意圖。
附圖22是還原用鋁投入后攪拌用氬氣流量與鉻氧化物回收率之間關(guān)系的示意圖。
附圖23是帶有爐渣層的真空槽浸漬管部分?jǐn)嗝媸疽鈭D。
附圖24是屬于本發(fā)明一種實施方式的真空脫碳精煉裝置斷面?zhèn)纫晥D。
附圖25是附圖24的部分?jǐn)嗝娴妮S側(cè)示圖。
附圖26是附圖24中X-X斷面視圖。
附圖27是屬于本發(fā)明其他實施方式的一種真空脫碳精煉裝置的斷面?zhèn)纫晥D。
附圖28是附圖27的部分?jǐn)嗝孑S側(cè)示圖。
附圖29是附圖27中Y-Y斷面視圖。
附圖30是設(shè)有噴嘴的一種實施方案斷面視圖。
附圖31是上蓋部分表面溫度隨時間變化的模式圖。
附圖32是屬于本發(fā)明一種實施方案的真空精煉裝置的部分?jǐn)嗝嬉晥D。
附圖33是附圖32的俯視圖。
附圖34是表示集塵罐(ダストポット)安裝狀態(tài)的側(cè)視圖。
附圖35是使用一種傳統(tǒng)真空排氣管的真空精煉裝置的斷面視圖。
發(fā)明的最佳實施方式以下參照附圖，就實施本發(fā)明的最佳實施方式進(jìn)行說明。
首先說明實施本發(fā)明方法用的真空脫碳精煉設(shè)備。
如附圖1所示，真空脫碳精煉設(shè)備10由圓筒形耐火材料制成的真空槽15和容納鋼水11的盛鋼桶13以及排出真空槽15中氣體用排氣裝置16組成。
真空槽15的下部形成浸漬在上述鋼水11中的浸漬管14，在槽上部的上蓋上設(shè)置有向鋼水11中吹入氧氣用可以自由升降的頂吹氧槍18。
此外在真空槽15上設(shè)置有能夠驅(qū)動真空槽15作上下移動的升降驅(qū)動裝置17，而且在盛鋼桶13的低部設(shè)置有向鋼水中噴吹惰性氣體的噴嘴(多孔塞)19。
在頂吹氧槍18的送氣側(cè)設(shè)置有通過頂吹氧槍18控制噴吹氧氣流量使用的氧氣流量控制閥20，在惰性氣體噴嘴的送氣側(cè)設(shè)置有控制惰性氣體流量用的惰性氣體流量控制閥21，借助于控制裝置23等調(diào)節(jié)各種氣體的流量。
在真空槽15或排氣系統(tǒng)的規(guī)定部位安裝有測定真空槽15中真空度用的真空度計22。
將與真空度計23測定的真空度對應(yīng)的信號，浸漬管14與盛鋼桶13之間的相對位置信號，以及鋼水11中碳濃度信號等輸入控制裝置23之中，控制裝置23按照這些信號以及后述的動作順序等能夠控制排氣裝置16和升降驅(qū)動裝置17，使之產(chǎn)生必要的動作。
計算上述鋼水11中碳濃度時，既可以直接測定鋼水11中的碳濃度，也可以根據(jù)精煉之前碳濃度和排氣中CO氣體濃度的變化情況加以計算。
而且也可以事先求出每個處理工序中碳濃度隨時間的變化，進(jìn)而由此推出特定時刻的碳濃度。
盛鋼桶13是內(nèi)襯硅酸鋁耐火材料的近似圓筒狀容納鋼水的容器。
本發(fā)明使用這種裝置也可以在減壓下進(jìn)行鋼水的脫碳精煉；這種精煉的一系列工序，以不銹鋼的脫碳精煉工序作為脫碳精煉工序?qū)嵗ㄤX升溫-吹氧脫碳-脫氣-必要時進(jìn)行還原等一系列工序使碳濃度達(dá)到規(guī)定值，具體說明如下。
首先就鋁升溫及其后繼續(xù)進(jìn)行的吹氧脫碳工序進(jìn)行說明。
將設(shè)置在真空槽15下部的鋼水浸漬管14浸漬在處于盛鋼桶13內(nèi)的不銹鋼鋼水(例如含有16％鉻和0.7％碳)中，使用排氣裝置16排出此真空槽15中氣體，使真空槽15中的真空度P保持在規(guī)定水平上。用這種方法使鋼水11在浸漬管14中受壓上升，鋼水表面上升變化到附圖1所示的浸漬管14的浸漬深度(h)和盛鋼桶13內(nèi)的鋼水深度(H)。
然后向真空槽內(nèi)加入鋁(Al)，而后用噴氧槍18向浸漬管14內(nèi)的鋼水11噴射氧氣流24進(jìn)行吹氧，對鋼水11進(jìn)行升溫和脫碳精煉。
此實施例中，在鋼水11升溫和脫碳精煉過程中，在鋁燃燒期間初期(升溫期)使由下式表示的G值達(dá)到-20以下，抑制吹氧過程中鉻的過度氧化。
G=5.96×10-3×T×In(P/PCO)…(1)其中PCO=760×〔10(-13800/T+8.76)〕×〔％C〕/〔％Cr〕P小于760式中，T鋼水溫度(K)P槽內(nèi)真空度(乇)。
在不銹鋼鋼水的真空脫碳精煉過程中，重要的問題是應(yīng)當(dāng)在保證由下式(2)表示的Hilty平衡式中的優(yōu)先脫碳區(qū)域內(nèi)進(jìn)行操作。
log(〔％Cr〕·PCO/〔％C〕)=-13800/T+8.76…(2)減壓精煉時，使用上述(2)式時以操作真空度為代表的氣氛氣中CO的分壓(PCO)雖然是重要的操作因素，但是除此之外的非常重要的因素還可以舉出鋼水溫度(T)。然而，對于吹氧脫碳期內(nèi)抑制鉻的氧化來說，事先加入與氧的親合力比鉻和碳高的鋁等進(jìn)行吹氧，利用其氧化熱能夠有效地使鋼水溫度上升。
但是，即使在這種鋁升溫過程中也會產(chǎn)生鉻的氧化，所以在此升溫期間內(nèi)防止鉻氧化的重要因素是，吹氧全過程中鉻的氧化，即吹氧停止后殘留的還原劑量減小。
因此本發(fā)明中為了防止升溫·脫碳精煉過程中鉻氧化，使鋁升溫期間內(nèi)真空度保持在盡可能高的真空下，在此期間中僅使鋁燃燒。
也就是說，在鋁升溫期間內(nèi)控制槽內(nèi)的真空度使由上式(1)表示的G值保持在-20以下，用這種方法防止此升溫期間內(nèi)鉻的氧化。其理由是通過使上述G值保持在-20以下，如附圖2中實線所示，不但鉻的氧化損失減少，而且也能促進(jìn)鋁或碳的燃燒。
其中，最好在升溫吹氧過程中分次投入升溫用鋁。這是因為如果在吹氧之前一次投入鋁，使鋁處于在鋼水中溶解狀態(tài)下升溫，則在升溫期間內(nèi)真空槽內(nèi)鋼水會出現(xiàn)鋁的短時間枯竭，例如即使將G值保持在-20以下也會處于引起鉻氧化的狀態(tài)下。
此外，吹氧期間被吸入浸漬管內(nèi)的鋼水表面與真空槽上蓋之間的距離(自由空間)最好保證在6米以上。這是從防止鋁升溫期內(nèi)噴濺及其后在脫碳精煉期內(nèi)產(chǎn)生的鋼水飛沫達(dá)到上蓋部分而確定的。
這種情況下的“升溫期”，是指從吹氧開始至吹氧過程進(jìn)行到由下式(3)表示的氧氣積累量時為止的時間。
升溫期吹氧量(Nm3)=投入的鋁量(kg)×鋁的品位×33.6/54…(3)此外，在升溫終止后的脫碳精煉期內(nèi)，使G值處于-35～-20范圍內(nèi)。這是因為如上所述在附圖2的實線所示，當(dāng)G值處于超過-20的真空度下鉻的氧化作用被促進(jìn)，反之當(dāng)G值處于低于-35的高真空下進(jìn)行吹氧脫碳，則如附圖2的虛線所示，造成大量飛沫產(chǎn)生，使操作性顯著惡化。
為了將上述各期間內(nèi)的G值調(diào)整到規(guī)定值，用真空度計22測出真空度P，而且根據(jù)處理前的溫度可以預(yù)測到的不同碳濃度下溫度的變化情況事先確定鋼水溫度T，在控制裝置23中根據(jù)上式(1)求出G值，按照該結(jié)果調(diào)整上述真空度P，使G值處于上述范圍內(nèi)。
此外，為了避免由于鋁升溫而生成的Al2O3流出槽外帶來操作麻煩，本發(fā)明中投入生石灰(CaO)的投入量，相當(dāng)于升溫時升溫用鋁加入量WAl(kg)的0.8～4.0倍。
本發(fā)明的真空脫碳精煉方法中，雖然在以后的脫氣處理之前必須將生成的爐渣排出槽外，但是如果將上述鋁升溫時生成的爐渣直接單獨排出槽外，則由于Al2O3本身是極高熔點的氧化物，所以漂浮在盛鋼桶上的爐渣早期固化，不僅導(dǎo)致取樣困難，而且還造成在浸漬管和盛鋼桶上固化附著的事態(tài)發(fā)生。
為了避免上述的操作麻煩，在鋁升溫期內(nèi)投入相當(dāng)于上述量的氧化鈣，通過形成低熔點化合物鋁酸鈣化合物(12CaO·7Al2O3)，提高爐渣的液相率，可以回避上述操作難題。
其中，當(dāng)氧化鈣的加入量不足0.8WAl(kg)時，鋁酸鈣的生成量不足，Al2O3高熔點化合物以單獨相大量析出，使?fàn)t渣的熔化不充分；反之，當(dāng)氧化鈣加入量超過4.0WAl(kg)時，雖然鋁酸鈣生成得充分，但是本身也是高熔點化合物的氧化鈣也以單獨相析出，不僅流出爐渣的固化加劇，而且還使浸漬管內(nèi)的爐渣量過度增大，在以后應(yīng)當(dāng)進(jìn)行的吹氧脫碳期內(nèi)使頂吹氧氣的射流難于抵達(dá)鋼水表面，造成脫碳氧氣效率降低。
此外，在上述鋁升溫期內(nèi)真空槽浸漬管在鋼水中浸入的深度，優(yōu)選處于200～400mm范圍內(nèi)。這是因為這樣能夠使吹氧升溫時生成的Al2O3和CaO在浸漬管內(nèi)適當(dāng)接觸，促進(jìn)鋁酸鈣化合物的生成。如果浸漬深度不足200mm，則如附圖5所示，由于浸漬管內(nèi)鋼水中Al2O3和CaO的接觸時間短，鋁酸鈣化合物生成之前被排到外部，使盛鋼桶上的爐渣固化，導(dǎo)致取樣性能惡化。反之，當(dāng)浸漬深度超過400mm的情況下，鋁酸鈣化合物在浸漬管內(nèi)的滯留時間延長，加劇浸漬部分耐火材料的熔損，同時在以后的吹氧脫碳期中在浸漬部分中殘留的爐渣量過剩，妨礙吹氧射流抵達(dá)鋼水表面，使脫碳氧氣效率降低。
上述的鋁升溫后進(jìn)行吹氧脫碳期內(nèi)，為了繼續(xù)將脫碳氧氣效率保持高水平上，并防止飛沫大量產(chǎn)生，當(dāng)碳濃度處于臨界碳濃度(0.1～0.3重量％)以上的高碳溫度區(qū)域內(nèi)時，最好滿足以下各條件以便使G值保持在-35～-20范圍內(nèi)。
所說的條件是(1)應(yīng)當(dāng)使氣泡的活性表面處于鋼水總表面積的10％以上，氧氣噴吹面積的100％以上的區(qū)域；(2)當(dāng)碳濃度處于臨界碳濃度以上高碳濃度區(qū)域時，應(yīng)當(dāng)使浸漬管在鋼水中的浸漬深度處于500～700 mm范圍內(nèi)，而且由設(shè)置在真空槽上蓋部分的吹氧噴槍，以3～25Nm3/h/t速度向鋼水中不斷吹氧，從盛鋼桶底部噴吹攪拌用惰性氣體，惰性氣體流量應(yīng)當(dāng)維持在0.3～10Nl/min/t，優(yōu)選0.3～4Nl/min/t范圍內(nèi)；(3)在高碳濃度區(qū)域內(nèi)一次或者分批加入生石灰，換算成靜止?fàn)顟B(tài)應(yīng)當(dāng)使浸漬管內(nèi)鋼水表面保持100～1000mm厚度爐渣；(4)在其后的從0.1～0.3重量％至0.01重量％低碳濃度區(qū)域內(nèi)，連續(xù)將槽內(nèi)真空度移向高真空度一側(cè)，使上述氧氣流量以每分鐘0.5～12.5Nm3/h/t速度降低，同時使上述惰性氣體流量處于0.3～10Nl/min/t，優(yōu)選5～10Nl/min/t范圍內(nèi)，而且將上述浸漬管的浸漬深度調(diào)節(jié)到規(guī)定范圍內(nèi)。
眾所周知，在大氣壓而不是真空下進(jìn)行鋼水吹氧脫碳精煉時，鋼水中的金屬元素(鐵和鉻等)一旦被供入鋼水中的氧氧化成金屬氧化物(FeO和Cr2O3等)，這些金屬氧化物然后被鋼水中碳還原而進(jìn)行脫碳反應(yīng)。
其中，對以不銹鋼為代表的含鉻鋼水進(jìn)行吹氧脫碳精煉時，大家知道主要生成鉻氧化物(Cr2O3)。因為這種Cr2O3是高熔點氧化物，Cr2O3的存在使?fàn)t渣的液相率顯著降低。對于本發(fā)明來說，由于是將單根直園桶形真空槽的下部浸入鋼水中對真空槽內(nèi)減壓進(jìn)行吹氧脫碳精煉的方法，所以浸漬管內(nèi)形成的Cr2O3如果被鋼水中的碳元素還原得不充分，此條件下早期將其排出浸漬管之外，因盛鋼桶上的爐渣呈靜止?fàn)顟B(tài)，所以鋼水中碳的還原反應(yīng)不能發(fā)生。結(jié)果，大概會產(chǎn)生很大的鉻氧化損失，盛鋼桶中的爐渣處于Cr2O3極端富集的狀態(tài)下，例如即使形成上述的鋁酸鈣也會顯著助長盛鋼桶內(nèi)鋼水表面上爐渣的大量固現(xiàn)象，產(chǎn)生取樣難等操作性惡化的問題。
這樣，為了防止吹氧脫碳期內(nèi)鉻氧化損失，使脫碳氧氣效率保持在高水平下進(jìn)行有效的吹氧脫碳，十分重要的是極大地增加吹氧形成的金屬氧化物(本發(fā)明中以不銹鋼的吹氧脫碳精煉為例是Cr2O3，詳見以下說明)與鋼水中碳元素之間的接觸機(jī)會，以便促進(jìn)浸漬管內(nèi)的還原反應(yīng)。
作為這種條件之一，本發(fā)明中是使吹氧脫碳期內(nèi)形成氣泡活性表面占全部鋼水表面積的10％以上，且占吹氧面的100％以上。
這是因為利用在作為鋼水表面中活性最高的反應(yīng)表面的氣泡活性表面上形成Cr2O3的方法使Cr2O3顆粒微?；?，從而使之與鋼水中碳元素之間的接觸面積增大的緣故。當(dāng)形成的氣泡活性表面不足鋼水總表面積10％的情況下，這種微?；^程本身不產(chǎn)生，依然形成大粒Cr2O3，結(jié)果Cr2O3沒有在浸漬管內(nèi)充分反應(yīng)就被排出槽外，因而造成鉻損失加大和出現(xiàn)操作性差的問題。而且，當(dāng)形成的氣泡活性表面不足氧氣噴吹面的100％時，也同樣存在使生成的Cr2O3大?；瘑栴}。
本發(fā)明以臨界碳濃度為界，將要脫碳精煉的上述鋼水中所含的碳濃度分為高碳濃度區(qū)域和低碳濃度區(qū)域兩個區(qū)域，查明了各區(qū)域中最佳氧氣流量、氧氣流量的降低速度、攪拌用惰性氣體流量、真空槽的真空度和浸漬管的浸漬深度(浸漬比)。
吹氧脫碳精煉反應(yīng)一般可以分為，如附圖9所示，脫碳反應(yīng)速度(d〔C〕/dt)受氧氣供給速度支配的高碳濃度區(qū)(氧氣供給支配總反應(yīng)速度區(qū))和受鋼水中碳移動速度支配的低碳濃度區(qū)(鋼中碳遷移支配總反應(yīng)速度區(qū))。
真空下對不銹鋼進(jìn)行吹氧脫碳精煉時，從這種氧氣供給支配總反應(yīng)速度區(qū)向鋼中碳遷移支配總反應(yīng)速度區(qū)轉(zhuǎn)移的臨界碳濃度(〔％C〕※)，按照所含鉻濃度和操作條件的不同雖然有一些差異，但是大體上處于0.1～0.3重量％范圍內(nèi)。
本發(fā)明之所以將高碳濃度區(qū)內(nèi)的氧氣流量確定為3～25Nm3/h/t范圍，是因為當(dāng)高碳濃度區(qū)內(nèi)的氧氣流量低于3Nm3/h/t時，鋼水的脫碳速度降低使精煉時間延長，生產(chǎn)率降低。
另一方面，當(dāng)氧氣流量超過25Nm3/h/t時，伴隨脫碳反應(yīng)產(chǎn)生的CO氣體產(chǎn)生速度過大，容易形成大量飛沫，成品率也伴隨著這種飛沫的產(chǎn)生而下降，相對于向浸漬管內(nèi)供給應(yīng)當(dāng)在鋼水中起還原材料作用的碳元素還原劑來說，金屬氧化物的生成速度過快，因而使鉻損失加大。
此外，高碳濃度區(qū)用的攪拌用惰性氣體流量若低于0.3Nl/min/t，則浸漬管內(nèi)的鋼水和盛鋼桶內(nèi)鋼水之間的循環(huán)狀態(tài)惡化，混合性能降低，導(dǎo)致出現(xiàn)脫碳氧氣效率降低和鉻損失加大的問題。
反之，若攪拌用惰性氣體流量超過10Nl/min/t，則浸漬管內(nèi)生成的金屬氧化物有早期流出槽外的缺點，而且會明顯加速浸漬管耐火材料的損傷，因而不好。其中，攪拌用惰性氣體流量的優(yōu)選上限是4.0Nl/min/t。
真空下進(jìn)行吹氧脫碳精煉的情況下，高碳濃度區(qū)內(nèi)飛沫的產(chǎn)生對于穩(wěn)定操作來說是最主要的問題。高碳濃度區(qū)是所謂的“脫碳最盛期”，此期間內(nèi)CO的發(fā)生最活潑，隨之也誘發(fā)鋼水的飛濺現(xiàn)象。因此，為了防止鋼水飛濺，在生鐵附著量少的情況下進(jìn)行吹氧脫碳精煉，防止這種高碳濃度區(qū)在內(nèi)的鋼水飛濺是極為重要的。
按照本發(fā)明在高碳濃度區(qū)吹氧脫碳期間內(nèi)，向槽內(nèi)一次或分批加入生石灰等物質(zhì)，使上述浸漬管內(nèi)鋼水表面換算成靜止?fàn)顟B(tài)計保持具有100～1000mm厚爐渣的狀態(tài)下進(jìn)行吹氧脫碳處理。
人們知道，吹氧脫碳時產(chǎn)生的飛沫是在頂吹射流的反沖作用下使鋼水中生成的CO氣泡在鋼水表面破裂(氣泡破裂)引起的。而且這種飛沫能夠到達(dá)的高度，取決于CO氣泡產(chǎn)生時的初始速度(初速度)和CO發(fā)生速度(即排氣流速)。因此，為了抑制這種飛沫的到達(dá)高度，雖然使吹氧速度本身低速化是有效的，但是降低吹氧速度會直接導(dǎo)致處理速度的降低，所以從保持高生產(chǎn)率的角度來看不是一種有效的手段。鑒于此，為了繼續(xù)維持高生產(chǎn)率，抑制飛沫的到達(dá)高度和飛散距離，抑制飛沫形成后的初速度是十分重要的。
為了抑制飛沫產(chǎn)生后的初速度，按照本發(fā)明在鋼水表面上形成適當(dāng)厚度的爐渣層，這樣當(dāng)飛沫微粒突破爐渣層時損失部分能量，顯著緩和其后的飛散行為。
其中，在真空槽內(nèi)鋼水表面上應(yīng)當(dāng)保持的爐渣層厚度，按照換算成的靜止?fàn)顟B(tài)計，最好使?fàn)t渣層在浸漬管內(nèi)鋼水表面上的厚度達(dá)到100～1000mm。因為爐渣層厚度低于100mm時，形成的飛沫能量損失小，不能緩和其后的飛散行為；反之若超過1000mm，則頂吹氧氣射流抵達(dá)鋼水表面之前受阻，結(jié)果導(dǎo)致脫碳氧氣效率降低。
鋼水表面上積層的爐渣組成，是當(dāng)吹氧脫碳時產(chǎn)生的飛沫微粒，于最活潑的碳元素溫度處于臨界碳濃度之上的高碳濃度區(qū)內(nèi)，向真空槽內(nèi)一次或分批加入生石灰等原料而獲得的，其組成最好為(CaO％)/(SiO2％)=1.0～4.0,(Al2O3％)=5～30％,(Cr2O3)≤40％。這是為保護(hù)浸漬管上的耐火材料和防止?fàn)t渣層固化而確定的；如果應(yīng)當(dāng)覆蓋在真空槽內(nèi)的爐渣固化，不僅會使?fàn)t渣對飛沫的抑制作用顯著降低，而且如上所述，還會促進(jìn)其后當(dāng)爐渣流出槽外時盛鋼桶中爐渣產(chǎn)生早期固化的作用。也就是說，(CaO％)/(SiO2％)＜1.0時，雖然具有飛沫的防止效果，但是耐火材料的熔損顯著；反之當(dāng)(CaO％)/(SiO2％)超過4.0時，例如即使其他爐渣成分也處于上述范圍內(nèi)，也會使?fàn)t渣固化，失去飛沫的回收作用，結(jié)果凝結(jié)大量生鐵。此外，當(dāng)(Al2O3％)不足5％時，同樣因爐渣固化而產(chǎn)生大量飛沫；反之如果超過30％，則耐火材料的熔損顯著。精煉不銹鋼等材料時，從爐渣固化的觀點來看，爐渣中(Cr2O3)濃度高于40％也不好。
另外按照本發(fā)明，吹氧條件的特征在于低碳濃度區(qū)內(nèi)氧氣流量(送氧速度)的減小速度。已有技術(shù)中并沒有充分考慮此區(qū)域內(nèi)上述流量(送氧速度)的減小速度，但是正如本發(fā)明第17圖所示，通過使上述減小速度處于每分鐘0.5～12.5Nm3/h/t范圍內(nèi)，能夠極為有效地進(jìn)行操作。
也就是說，低碳濃度區(qū)內(nèi)氧氣流量的減小速度如果低于0.5Nm3/h/t/min，則CO氣體產(chǎn)生量的減少幅度不大，而飛沫的產(chǎn)生量卻過大。而且鉻的氧化量因氧氣供給量過剩而加大。
另一方面，當(dāng)上述減小速度超過12.5Nm3/h/t/min時，低碳濃度區(qū)內(nèi)脫碳氧氣效率降低，同時氧氣流量的降低速度也過大，因而使低流量下吹氧時間過長，結(jié)果使生產(chǎn)率降低，所以不好。
上述低碳濃度區(qū)內(nèi)因CO氣體的發(fā)生速度逐漸降低，所以飛沫本身的產(chǎn)生也減少，對于穩(wěn)定的操作來說沒有大問題。如上所述，低碳濃度區(qū)內(nèi)脫碳反應(yīng)由于是“鋼中碳元素遷移支配全反應(yīng)的區(qū)域”，所以為了使脫碳氧氣效率保持在高水平上，必須促進(jìn)鋼水中碳元素在高碳濃度區(qū)域以上的傳質(zhì)過程，而且為了有效地進(jìn)行其后的脫氣處理，還必須在低碳溫度區(qū)域內(nèi)的吹氧脫碳過程中，將高碳濃度區(qū)抑制飛沫用的浸漬管內(nèi)爐渣層盡量排出到槽外。
本發(fā)明除了使上述氧氣流量連續(xù)降低以外，使攪拌用惰性氣體流量處于0.3～10Nl/min/t范圍內(nèi)，在低碳濃度區(qū)優(yōu)選處于5～10Nl/min/t范圍內(nèi)，而且應(yīng)當(dāng)使上述浸漬管的浸漬深度在規(guī)定范圍內(nèi)增減。
這是因為利用進(jìn)一步促進(jìn)鋼水中的碳供給吹氧生成的金屬氧化物(Cr2O3)的方法，能夠更有效地使脫碳反應(yīng)進(jìn)行，促進(jìn)爐渣排出；當(dāng)?shù)吞紳舛葏^(qū)內(nèi)攪拌用惰性氣體流量低于0.3Nl/min/t時，供給生成的Cr2O3用碳量因攪拌不足而不充分，導(dǎo)致脫碳氧氣效率降低和鉻損失加大；此外爐渣排出不充分，也會導(dǎo)致其后脫氣工序中反應(yīng)效率降低，所以不好。
惰性氣體的供給量超過10NI/min/t情況下，槽內(nèi)碳元素的供給效果幾乎不能進(jìn)一步提高，且因氣體沖擊加劇而使浸漬管中耐火材料損傷加大，因而不好。
此外，即使對上述鋁升溫期和高碳濃度區(qū)內(nèi)爐渣的組成進(jìn)行控制，隨著吹氧精煉的進(jìn)行而被排出槽外漂浮在盛鋼桶上的爐渣，與大氣接觸時也會部分冷卻固化。
因此，有些情況下爐渣可以部分固化附著在浸漬管和盛鋼桶上。為了避免這種現(xiàn)象發(fā)生，本發(fā)明將低碳濃度區(qū)內(nèi)浸漬管的浸漬深度增減到規(guī)定范圍內(nèi)。這樣一來盛鋼桶上鋼水表面上產(chǎn)生的搖動，能促進(jìn)鋼水向盛鋼桶上的爐渣傳熱，通過使形成的爐渣再熔化，不僅能夠使取樣操作容易進(jìn)行，而且也能夠完全避免出現(xiàn)在浸漬管和盛鋼桶上的爐渣固化附著現(xiàn)象。這種增減深度的操作，可以按照浸漬管的浸漬深度(h)和盛鋼桶內(nèi)鋼水深度(H)之間的關(guān)系，在h/H:0.1～0.6范圍內(nèi)以半連續(xù)方式進(jìn)行；從促進(jìn)鋼水循環(huán)和早期排出觀點來看，優(yōu)選僅僅減小浸漬深度。當(dāng)h/H＜0.1時，雖然能夠顯著促進(jìn)爐渣的排出，但是吹氧生成的Cr2O3被鋼中碳還原之前也同時排出槽外，導(dǎo)致鉻損失加大；而當(dāng)h/H＞0.6時，浸漬管內(nèi)鋼水和盛鋼桶內(nèi)鋼水因循環(huán)不良而加大鉻的損失并使?fàn)t渣排出的條件惡化，也不好。
以下根據(jù)上述條件并參照附圖1和附圖10～14，就真空脫碳精煉方法進(jìn)行更詳細(xì)說明。
在高碳濃度區(qū)內(nèi)，不斷監(jiān)測或推定真空槽的浸漬管14內(nèi)鋼水11中的碳濃度，利用控制裝置23的動作或操作員的操作來控制氧氣流量控制閥20、惰性氣體流量控制閥21、升降驅(qū)動裝置17和排出裝置16；按照附圖11、13和10所示，在氧氣流量(Q)、惰性氣體流量(N)、浸漬比(h/H)分別維持在3～25Nm3/h/t、0.3～4.0 Nl/min/t和0.1～0.6范圍內(nèi)的情況下進(jìn)行脫碳精煉。
進(jìn)而在低碳濃度區(qū)內(nèi)，按照附圖10～14所示調(diào)節(jié)氧氣流量控制閥20，使氧氣流量(Q)以每分鐘減小0.5～12.5Nm3/h/t的速度(R)降低，同時使升降驅(qū)動裝置17工作，如附圖16所示，將鋼水11的浸漬深度(h)減小到規(guī)定范圍內(nèi)繼續(xù)進(jìn)行脫碳精煉。
其中，氧氣流量(Q)的減小速度是氧氣流量(Q)隨時間變化斜率的大小，即氧氣流量(Q)對時間的微分，單位是Nm3/h/t/min。
按照這種實施方案進(jìn)行含鉻鋼水11的脫碳精煉操作時，通過將氧氣流量(Q)、惰性氣體流量(N)、真空度(P)(根據(jù)G值調(diào)整)、浸漬比(h/H)分別調(diào)節(jié)到規(guī)定范圍內(nèi)，可以同時滿足以下(1)～(3)中所述的目的。
(1)不但能使脫碳氧氣效率維持在高水平上，而且即使在高碳濃度區(qū)內(nèi)也能抑制飛沫產(chǎn)生。
通過將氧氣流量、惰性氣體流量、真空度和爐渣厚度維持在適當(dāng)范圍內(nèi)可以達(dá)到目的。
(2)防止鉻損失。
所說的鉻損失是因浸漬管14內(nèi)鋼水表面上被氧化的鋼水11中的鉻成分，經(jīng)由浸漬管14下端被排出槽外，于浸漬管14和盛鋼桶13內(nèi)壁之間上浮而產(chǎn)生的。因此，通過將浸漬深度、以及惰性氣體流量和氧化性氣體流量等綜合維持在規(guī)定范圍內(nèi)，使上述鉻成分(氧化鉻)與浸漬管14中的鋼水11之間保持適當(dāng)?shù)膶α鳡顟B(tài)，讓氧化鉻在浸漬管14中被鋼中碳有效還原，可以抑制鉻成分向爐渣12中遷移。
(3)可以避免爐渣12附著凝固在浸漬管14外壁和盛鋼桶13內(nèi)壁之間。
在低碳濃度區(qū)的規(guī)定范圍內(nèi)改變浸漬管14和盛鋼桶13之間的相對位置，能夠防止?fàn)t渣12的這種附著凝固現(xiàn)象。
按照以上方法經(jīng)過吹氧脫碳的鋼水，繼續(xù)在真空下進(jìn)行脫氣處理。
首先說明脫氣處理。不管是普通鋼還是不銹鋼，在極低碳鋼等高純度鋼進(jìn)行精煉時，經(jīng)過二次精煉工序吹氧脫碳后，必須在高真空下進(jìn)行脫氣處理。這種情況下，人們知道脫碳反應(yīng)是按照(4)式所示的鋼中氧和碳之間進(jìn)行反應(yīng)的。
…(4)因此，為了有效地促進(jìn)脫氣期間內(nèi)的脫碳反應(yīng)，使經(jīng)過脫氣處理的鋼保持高濃度氧含量是有效的。尤其是在脫氣初期，人們知道鋼水內(nèi)部自發(fā)產(chǎn)生的CO氣體(內(nèi)部脫碳)是主要的脫碳反應(yīng)區(qū)，所以使鋼中保持高濃度氧在脫氣初期是特別有效的。
在進(jìn)行高純度不銹鋼的熔煉時，在二次精煉工序中在真空下進(jìn)行吹氧脫碳后，進(jìn)行脫氣處理，通過吹入氧氣使吹氧脫碳停止時的碳濃度與真空度適度化，可以充分保持溶存氧濃度，這是非常重要的。
上述的減壓下進(jìn)行的吹氧脫碳精煉過程中，停止吹氧后(止吹后)，在深度減壓下進(jìn)行脫氣處理時，優(yōu)選進(jìn)行到〔％C〕降低到0.01～0.1％范圍內(nèi)，而且停止吹氧時應(yīng)當(dāng)使槽內(nèi)的真空度達(dá)到10～100乇范圍內(nèi)，在其后的脫氣處理時使槽內(nèi)真空度處于5乇以上高真空下。這種方法可以有效地進(jìn)行不銹鋼等鉻鋼的脫氣精煉。此方法基于適當(dāng)控制由碳濃度和槽內(nèi)真空度代表的CO分壓(PCO)平衡條件所規(guī)定的鋼中氧濃度，按照這種方法可以使脫氣處理時脫氣速度保持在高水平下。
在止吹時碳濃度〔％C〕小于0.01％的情況下，例如即使止吹時槽內(nèi)真空度處于適當(dāng)范圍內(nèi)(即，10-100乇)，碳量不足也會使鉻氧化量增大，從而使其后進(jìn)行還原處理時需要的還原劑量增大。在止吹時碳濃度〔％C〕超過0.1％的情況下，脫氣處理時間延長，即出現(xiàn)生產(chǎn)率方面的問題。
此外，如果槽內(nèi)真空度處于比10乇高的高真空側(cè)，則即使止吹時碳濃度處于0.01～0.1％范圍內(nèi)，此時制約平衡條件的鋼中碳濃度溶解度不足，導(dǎo)致脫氣反應(yīng)中應(yīng)當(dāng)消耗的氧量不足，結(jié)果出現(xiàn)高純度鋼難于精煉的問題；反之，如果真空度處于比100乇低的低真空側(cè)，則在吹氧期末期會出現(xiàn)過量鉻氧化的問題。
就脫氣處理時達(dá)到的真空度而言，有時必須采用5乇以上的高真空條件。這是因為在不足5乇的低真空度條件下，進(jìn)行高純度鋼精煉時很難保證充分的驅(qū)動力，因而造成脫氣處理速度不高的問題。
另外，為了更有效地進(jìn)行脫氣處理，除了上述條件之外，在脫氣處理的減壓過程中當(dāng)真空度達(dá)到5～30乇范圍內(nèi)時，優(yōu)選以0.3～5 Nm3/噸鋼水的速度再吹氧2～3分鐘，而且將脫氣處理過程中的攪拌用氣體流量控制在2.5～8.5Nl/min/t范圍內(nèi)，進(jìn)而優(yōu)選使槽內(nèi)的爐渣12-1量，在停止吹氧時相當(dāng)于真空槽鋼水池部分單位截面的1.2t/m2以下。
進(jìn)行再次吹氧的理由在于提高鋼中氧濃度以便進(jìn)一步促進(jìn)內(nèi)部的脫碳反應(yīng)，此時真空度最好處于5～30乇范圍內(nèi)。這是因為高于5乇的高真空下，氧難溶于平衡條件下的鋼水中；反之，在低于30乇低真空下進(jìn)行再吹氧時，被吹入的氧除了富集在鋼水中之外，還消耗在鉻的氧化上。
此時相當(dāng)于每噸鋼水吹入的氧量，優(yōu)選處于0.3～5 Nm3范圍內(nèi)。其原因是例如即使再吹氧時槽內(nèi)真空度處于適當(dāng)范圍內(nèi)，但是只要氧量低于0.3 Nm3/t，應(yīng)當(dāng)消耗在脫氣時的氧氣不能充分富集，反之即使吹入超過5 Nm3/t的氧氣，也沒有看到比其更優(yōu)異的氧富集效果，此外還擔(dān)心氧耗盡在鉻的氧化上。
將攪拌用氣體流量控制在2.5～8.5Nl/min/t范圍內(nèi)的理由是氣體流量低于2.5Nl/min/t的情況下，攪拌不足會導(dǎo)致鋼水回流量不足，不能促進(jìn)內(nèi)部脫碳反應(yīng)液，出現(xiàn)脫氣速度本身不高的問題；反之在高于8.5 Nl/min/t速度下供氣，除了沒有優(yōu)于其上的回流促進(jìn)效果之外，氣流對耐火材料沖擊加劇而出現(xiàn)耐火材料損傷的問題。
停止吹氧時槽內(nèi)爐渣量之所以希望保持在1.2噸/m2(單位截面真空槽鋼水浴部分)以下的理由是當(dāng)槽內(nèi)的爐渣存在量超過1.2噸/m2時，進(jìn)行脫碳反應(yīng)的脫碳反應(yīng)區(qū)內(nèi)鋼水表面與高真空氣氛氣體之間的接觸被切斷，因而使實際反應(yīng)表面積顯著降低，脫氣反應(yīng)速度難于保持在高水平上。
精煉碳濃度低于20ppm的高純度不銹鋼的情況下，必須促進(jìn)脫氣末期反應(yīng)區(qū)內(nèi)鋼水表面上的脫碳反應(yīng)，為此十分重要的是確保氣泡活性表面(吹入的氣泡形成的劇烈攪拌鋼水的自由表面積)和維持氣泡活性面界面的更新。
要確保這種氣泡活性面，特別重要的一點是吹氧脫碳過程中生成的鉻氧化物和爐渣即使稍微殘存在氣泡活性面上也會阻礙表面脫碳，使脫碳速度降低，所以在表面脫碳時必須將鉻氧化物和爐渣完全排出浸漬管之外。
為此，在脫氣期間內(nèi)必須在盛鋼桶底部距離浸漬管內(nèi)鋼水表面(鋼水靜止表面)距離Hv處吹入惰性氣體，賦予氣泡活性面以規(guī)定的攪拌強(qiáng)度K。
因此，就維持氣泡活性面的界面更新，并將鉻氧化物完全排出浸漬管之外的條件而言，如果真空度P乇、氣泡活性面積Sm2、惰性氣體吹入流量QNl/min/t、從浸漬管內(nèi)鋼水表面至惰性氣體吹入位置之間的距離Hv滿足K=log{S·Hv·Q/P}(5)如附圖18所示，則控制K值處于0.5～3.5范圍內(nèi)是十分重要的。
這種場合下一旦K值小于0.5，氣泡活性面的更新和鉻氧化物的排出就會變得不充分，導(dǎo)致脫碳速度降低；反之，當(dāng)K值超過3.5時，幾乎沒有發(fā)現(xiàn)優(yōu)于其上的氣泡活性面更新效果，而且吹入氣體流量的過量供給也造成耐火材料損耗之類的問題。
終止以上脫氣處理時，根據(jù)需要還可以投入還原用鋁還原吹氧時生成的金屬氧化物(例如Cr2O3)，以便回收金屬。
例如，對含有5％以上鉻的不銹鋼進(jìn)行吹氧脫碳精煉時，鐵水中所含鉻的氧化，即生成Cr2O3，無論是大氣壓下還是真空下都是不可避免的，所以停止吹氧后必須加入還原劑回收鉻成分。
大氣壓下吹氧脫碳后使用的還原劑，通常往往使用還原反應(yīng)發(fā)熱量小的硅(硅鐵合金)，如果成品精煉的真空下吹氧脫碳后需要控制產(chǎn)品中硅濃度，則必須使用鋁作還原劑。
然而，使用鋁作為還原劑時，下式(6)表示的鋁熱反應(yīng)伴隨大量發(fā)熱，所以必然使鋼水溫度上升。
…(6)當(dāng)鋼水溫度上升時，由以下式(7)表示的鋼水中碳的還原使平衡碳濃度降低，同時產(chǎn)生伴隨CO氣體發(fā)生的反應(yīng)。
…(7)
上式(7)中平衡碳濃度受平衡CO分壓，即受操作真空度的影響，真空度越高，(7)式反應(yīng)越容易進(jìn)行。
由于(7)式是在短時間內(nèi)發(fā)生的劇烈反應(yīng)，所以隨著CO氣體上升產(chǎn)生鋼水和爐渣飛濺爆沸現(xiàn)象。
為了防止CO氣體劇烈發(fā)生的反應(yīng)，即爆沸現(xiàn)象，重要的是應(yīng)當(dāng)抑制(7)式反應(yīng)的進(jìn)行，即在一定真空度以下的低真空下操作。
然而在低真空下進(jìn)行還原操作時，伴隨著槽內(nèi)氮氣分壓(PN2)的上升使氮在鋼水中的吸收能(飽和溶解度)提高，導(dǎo)致鋼水中氮濃度上升，對于那些對氮濃度有限制的鋼種來說不適用。
因此，在低真空下進(jìn)行還原時，極為重要的是既要防止爆沸產(chǎn)生又要抑制氮的吸收。
為了解決此問題，按照本發(fā)明提供的方法，投入鋁后立即使固體鋁與固體爐渣接觸，進(jìn)行適度的鋁熱反應(yīng)后形成熔融爐渣，通過這種爐渣的覆蓋作用抑制氮的吸收。
達(dá)到目的的具體實施方法是投入還原用鋁期間使攪拌用氬氣流量處于0.1～3Nl/min/t范圍內(nèi)，并使真空度處于400乇的低真空下，然后復(fù)壓至大氣壓下，在提升槽上升的同時使攪拌用氬氣流量處于5～10Nl/min/t范圍內(nèi)。
投入還原用鋁期間內(nèi)通過使攪拌用氬氣流量保持在適當(dāng)范圍內(nèi)，并使真空度處于400乇以下低真空度下，來保持真空槽內(nèi)具有適度攪拌力和抑制鋼水與爐渣的懸濁作用，用這種方法可以控制上述(6)式所示的鋁熱反應(yīng)進(jìn)行過度，結(jié)果可以抑制鋼水溫度過度上升。此外，還原用鋁投入期間內(nèi)通過抑制攪拌強(qiáng)度可以抑制在鋼水中的溶解，通過直接使鋁與爐渣反應(yīng)可以提高Cr2O3的還原速度。
這是因為與其后的含鋁鋼水與固態(tài)爐渣之間反應(yīng)產(chǎn)生的還原作用相比，使鋁直接溶解在鋼水中，利用鋁直接還原事先形成的半熔融狀態(tài)的爐渣，可以顯著改善含Cr2O3爐渣被卷入(乳化作用)鋼水中，結(jié)果可以提高還原效率。此外，使?fàn)t渣早期熔化，也可以產(chǎn)生阻止鋼水表面與大氣接觸的覆蓋作用，所以還產(chǎn)生有效防止氮氣吸收的效果。
投入鋁期間內(nèi)攪拌用氬氣流量應(yīng)當(dāng)處于0.1～3Nl/min/t范圍內(nèi)。其原因是此期間內(nèi)當(dāng)氬氣流量超過3NI/min/t時，(6)式的鋁熱反應(yīng)過度進(jìn)行，而且爐渣和金屬之間的乳化作用也產(chǎn)生激化，很難控制爆沸現(xiàn)象的出現(xiàn)。反之，在氬氣流量低于0.1Nl/min/t的場合下，投入的鋁會附著在真空槽內(nèi)而使投料不能正常進(jìn)行，或者導(dǎo)致鋼水浸入盛鋼桶底部的多孔塞中，這些現(xiàn)象在以后增大流量時不能保證規(guī)定流量，從而產(chǎn)生操作上的問題。
此外，投入鋁期間內(nèi)若真空度處于超過400乇的高真空下，則攪拌力變大。即除了爐渣和金屬之間有效接觸面積增大之外，與真空度密切相關(guān)的CO平衡分壓也同時降低，導(dǎo)致(7)式反應(yīng)平衡向右移動，因而顯著促進(jìn)CO瞬時發(fā)生的反應(yīng)，即難于抑制爆沸現(xiàn)象。
鋁投入終止后復(fù)壓至大氣壓下，然后提升真空槽，同時使攪拌用氬氣流量處于5～10Nl/min/t范圍內(nèi)，利用這種方法抑制鋼水溫度上升可以進(jìn)行早期還原和防止氮氣吸收。
提升真空槽，真空槽提升后被限制在真空槽浸漬管中的反應(yīng)帶釋放到盛鋼桶整體中，因此即使產(chǎn)生鋁熱反應(yīng)，鋼水溫度的上升幅度也不大，因此(7)式反應(yīng)很難產(chǎn)生，結(jié)果可以避免爆沸現(xiàn)象出現(xiàn)。此外，槽上升后使攪拌用氬氣流量達(dá)到5～10Nl/min/t，還原反應(yīng)早期進(jìn)行后，利用降低爐渣中Cr2O3濃度的方法進(jìn)一步促進(jìn)熔化過程，可以提高爐渣的覆蓋效果，結(jié)果能夠防止氮氣吸收。其中，在大氣壓下投入鋁的場合下，可以直接提升真空槽。
此時如果攪拌用氬氣流量低于5Nl/min/t，則攪拌力不足而且Cr2O3的還原速度也低，導(dǎo)致生產(chǎn)率下降；反之，如果超過10Nl/min/t，則超過其上的還原速度的提高效果不僅沒有出現(xiàn)，而且鋼水表面的搖動隨著流量的增大而加劇，使?fàn)t渣的覆蓋效果下降，引起氮氣吸收和造成盛鋼桶耐火材料異常損傷。
此外吹氧脫碳時某種操作問題，會導(dǎo)致吹氧過程中形成大量Cr2O3。而且所說的Cr2O3流出真空槽外后附著固化在盛鋼桶內(nèi)壁的上部的場合下，向鋼水中投入鋁后，僅靠鋼水中的鋁在短時間內(nèi)使上述盛鋼桶內(nèi)壁上部附著固化的Cr2O3完全還原回收是極為困難的。這是因為在盛鋼桶底部鼓氣泡時，雖然盛鋼桶中央附近的鋼水被攪動得很充分，但是處于盛鋼桶內(nèi)壁附近的鋼水被攪動得卻不充分，因而使之與含Cr2O3的爐渣接觸機(jī)會少的緣故。
此課題的解決方法是，脫氣處理后直接復(fù)壓到大氣壓下，提升真空槽后投入鋁進(jìn)行處理。此方法在于通過使還原用鋁直接與盛鋼桶內(nèi)壁上部附著的爐渣接觸，來提高Cr2O3的還原效率。而且，如上所述，當(dāng)吹氧時生成大量Cr2O3時，真空槽內(nèi)的爐渣必然增多，所以提升真空槽后盛鋼桶上部的爐渣成山形。所以，自盛鋼桶上部加入鋁時，所加入的鋁必然處于下部方向，所以可以與盛鋼桶上部壁附近的含Cr2O3爐渣接觸，結(jié)果隨著固相之間反應(yīng)的進(jìn)行，Cr2O3被還原。此外，從盛鋼桶底部噴吹氣體產(chǎn)生的搖動也會使高溫鋼水產(chǎn)生附加接觸，從而能夠促進(jìn)爐渣的熔化和提高Cr2O3的還原效率。
以下，基于附圖對本發(fā)明進(jìn)行進(jìn)一步詳細(xì)說明。
如附圖19(A)所示，將直桶形真空槽浸漬管14浸漬在盛鋼桶13內(nèi)鉻濃度大5％以上的鋼水11中，對浸漬管14內(nèi)減壓，同時從盛鋼桶13底部設(shè)置的多孔塞19一邊供給攪拌用惰性氣體氬氣，一邊從上方噴吹氧氣，用這種方法進(jìn)行真空下的吹氧脫碳精煉。吹氧停止后，在高真空下進(jìn)行脫氣處理，進(jìn)而從固體爐渣12-2的上方投入還原用鋁26，使之產(chǎn)生上述(6)式的反應(yīng)，還原回收吹氧時生成的氧化物(Cr2O3)。其中，還原用鋁投入期間內(nèi)攪拌用氬氣流量為0.1～3Nl/min/t范圍內(nèi)，而且使真空度處于400乇以下的低真空下。如附圖21所示，這種方法將提高鉻氧化物(Cr2O3)的回收率。
然后，如附圖19(B)所示，使浸漬管14內(nèi)復(fù)壓至大氣壓下，而且提升浸漬管14，與此同時將攪拌用氬氣流量提高到5～10Nl/min/t范圍內(nèi)。在附圖19(A)中，12-1表示熔融爐渣，12-3表示處于真空槽外的固態(tài)爐渣。
以下，基于附圖20(A)～(C)說明本發(fā)明的其它實施例。
與上述同樣進(jìn)行吹氧脫碳精煉和脫氣處理后，直接將浸漬管14內(nèi)的壓力復(fù)壓至大氣壓下(附圖20(A))，同時如附圖20(B)所示提升浸漬管14，與此同時投入還原用鋁26。還原用鋁26投入期間內(nèi)攪拌用氬氣流量處于0.1～3Nl/min/t范圍內(nèi)。
附著在盛鋼桶上部的爐渣12-4與還原用鋁26接觸下進(jìn)行還原。
進(jìn)而將攪拌用氬氣流量增加到5～10Nl/min/t范圍內(nèi)，如附圖20(C)所示使鋼水搖動，改善固態(tài)或附著的爐渣與高溫鋼水之間的接觸，使這些爐渣熔化，用鋁還原。此實施例中，Cr2O3的回收率與攪拌用氬氣流量之間的關(guān)系示于附圖22中，如此附圖所示，攪拌用氬氣流量處于5～10Nl/min/t范圍內(nèi)時，可以提高Cr2O3的回收率和防止氮氣吸收量的加大。
如上所述，使用具有單腳直桶形浸漬管的真空槽真空脫碳精煉的方法中，真空槽下部的浸漬管雖然浸漬在盛鋼桶的鋼水中，但是例如由于不銹鋼鋼水等鋼水的流動性大，而且是在高溫下進(jìn)行吹氧脫碳等精煉操作，所以構(gòu)成浸漬管的耐火材料因吹氧和攪拌形成的鋼水流動而熔損，或者從精煉至待機(jī)期間由于溫度急劇變化引起的耐火材料剝落等而損耗。
這種浸漬管耐火材料的損耗，導(dǎo)致真空精煉裝置的開工率降低，真空精煉處理能力的降低使一些鋼種的處理成為不可能，難于制造高級鋼。
另一方面，用于真空精煉的浸漬管的早期損耗，不僅導(dǎo)致構(gòu)成浸漬管用耐火材料成本增加，而且在更換真空槽和浸漬管時還需要花費大量勞動。
本發(fā)明通過在精煉終止時將浸漬管浸漬在調(diào)整了成分的爐渣中，在浸漬管表面上形成這種爐渣的涂層，從而解決了這個問題。
也就是說，減壓下精煉終止時將爐渣成分調(diào)整到含有55～90重量％Al2O3和CaO,1～10重量％Cr2O3、7～25重量％SiO2、2～10重量％FeO、Fe2O3和MgO中一種或兩種以上余量物質(zhì)。
這種爐渣的組成中，Al2O3和CaO合量低于55重量％時，在浸漬管上涂覆后耐蝕性低，涂層對浸漬管沒有保護(hù)效果；反之，Al2O3和CaO合量超過90重量％時，爐渣的熔點增高難于渣化，在浸漬管上涂覆困難，而且妨礙前工序中還原精煉時鉻氧化物的還原。
此外，當(dāng)Cr2O3含量低于1重量％時，由于與爐渣等反應(yīng)時形成高粘性物質(zhì)而使耐腐蝕效果降低，如果Cr2O3含量高于10重量％，則渣化惡化，而且在浸漬管上進(jìn)行涂覆本身也變得困難。
還原精煉結(jié)束時形成的爐渣組成中SiO2小于7重量％時，爐渣的粘性降低、熔點升高，與Al2O3和CaO增加時同樣，渣化惡化，涂覆變得困難。
SiO2含量超過25重量％時，爐渣的低熔點化程度加大，不能形成充分的保護(hù)層。
而且在爐渣的組成中作為余量物質(zhì)的FeO、Fe2O3和MgO，是在減壓精煉時生成和在前工序中混入的組合物，F(xiàn)eO、Fe2O3和MgO中一種或兩種以上物質(zhì)含量為2～10重量％。當(dāng)所說的FeO、Fe2O3和MgO含量增加時，產(chǎn)生低熔點化趨勢使?fàn)t渣的耐蝕性降低，尤其是當(dāng)MgO低于2重量％時，構(gòu)成浸漬管的耐火材料熔損加大，如果超過10重量％則應(yīng)當(dāng)追加MgO成分。
經(jīng)過各個工序最終形成的爐渣12，其組成中的SiO2是由從轉(zhuǎn)爐等脫碳精煉爐(圖中未示出)向盛鋼桶13中轉(zhuǎn)移鋼水時混入的爐渣成分(混入爐渣中的SiO2占30重量％)，以及減壓下脫碳精煉之前在鋼水中含有的Si(0.03～0.20重量％)組成的，此成分經(jīng)過分析可以求出預(yù)期值，將鋼水11中所含的Si成分全部換算成SiO2，將二者合并得到的數(shù)值作為SiO2含量。
利用改變爐渣的流入量或者在鋼水中加入的Si濃度，或者同時調(diào)整二者的方法，將二者合量調(diào)節(jié)到7～25重量％。
而且，脫氣精煉時加入的CaO按照以下方法由還原精煉時應(yīng)當(dāng)還原的鉻氧化物量等求出。
首先從作為上述脫氣精煉條件的吹氧量和要達(dá)到的最終目的碳濃度預(yù)測生成的鉻氧化物數(shù)量，或者分析鋼水和爐渣后，求出按照(8)式還原生成的鉻氧化物量所需的金屬Al加入量和生成的Al2O3量。
Cr2O3+2Al→Al2O3+2Cr…(8)由這種Al2O3量求出CaO量，調(diào)整Al2O3和CaO，使二者合量達(dá)到55～90重量％。
關(guān)于Al2O3和CaO的調(diào)整，既可以采用同時改變Al2O3和CaO的方法，也可以采用改變?nèi)魏我环N氧化物加入量的方法。
Cr2O3含量取決于精煉時加入的金屬鋁量，金屬鋁的加入量越多，其含量越少，所以利用這種方法將其含量調(diào)整到1～10重量％。
此外，在形成爐渣12的組合物內(nèi)，作為余量所含的FeO、Fe2O3和MgO，是減壓精煉時生成和前工序中混入的組合物，調(diào)節(jié)混入的爐渣量和還原精煉時金屬鋁的加入量，使FeO、Fe2O3和MgO中一種或兩種以上物質(zhì)含量達(dá)到2～10重量％。
另外，將上述爐渣中的Al2O3/CaO規(guī)定為0.25～3.0。
減壓精煉終止后，當(dāng)爐渣中Al2O3和CaO合量處于55～90重量％范圍內(nèi)時，如果Al2O3/CaO小于0.25，則在爐渣冷卻時因產(chǎn)生相變而粉化崩解，使涂層剝落。
另一方面，如果Al2O3/CaO超過3.0，則由于爐渣的渣化不良而導(dǎo)致難于在浸漬管上進(jìn)行涂覆。
如上所述，關(guān)于在浸漬管14上涂覆經(jīng)過各種精煉調(diào)整的爐渣12，參照表示浸漬管14構(gòu)造的附圖23進(jìn)行說明。
進(jìn)行各種精煉并于減壓下終止精煉后，經(jīng)過成分調(diào)整的爐渣12在1650～1750℃溫度下熔融。
浸漬管14也是浸漬在這種爐渣12和鋼水11中的狀態(tài)下結(jié)束減壓精煉的，同時使真空槽15和浸漬管14內(nèi)復(fù)壓至4大氣壓下。經(jīng)過這種復(fù)壓的浸漬管14提升到爐渣12的上方待機(jī)。此后，構(gòu)成浸漬管14內(nèi)側(cè)的氧化鉻-氧化鎂耐火磚28以及構(gòu)成其外側(cè)的高氧化鋁含量的無定形耐火材料29，都處于與爐渣12的溫度大體相同的1650～1750℃溫度下。經(jīng)過在這種狀態(tài)下上升待機(jī)0.5～1分鐘后，溫度下降到1200～1300℃，接著將浸漬管14前端的270～530mm部分浸漬在爐渣層12中后，立即緩緩提升浸漬管14，形成厚度30mm的涂層32。
這種涂層形成后再待機(jī)5分鐘，當(dāng)涂層32的表面溫度大體達(dá)到800℃狀態(tài)下時，將浸漬管14浸入另一盛鋼桶13內(nèi)的鋼水11中進(jìn)行減壓精煉。然后依次反復(fù)進(jìn)行浸漬管14上涂層32的形成操作和減壓精煉操作。
其中，當(dāng)形成厚度30mm的涂層后，通過將此浸漬管在爐渣12中浸漬、待機(jī)，可以形成厚度到達(dá)60mm的涂層。
經(jīng)過這樣二層積層的涂層32，經(jīng)歷從1750℃至大氣溫度氣氛氣體，或者經(jīng)歷從800℃在接近1750℃的鋼水11中浸漬處理等，因這種急劇溫度變化處理造成的剝落，具有抑制耐火材料缺陷和熔損的效果。
而且，構(gòu)成浸漬管14的上述耐火磚28、29，是由具有法蘭31的金屬芯27支持的，而無定形耐火材料29是由立筋30保持的。
以下就實施上述的真空脫氣精煉方法時使用的最佳裝置進(jìn)行說明。
本發(fā)明的裝置提供了一種具有下列特征的手段，這種手段能夠抑制按照本發(fā)明方法脫碳精煉時產(chǎn)生的鋼水飛濺本身，一旦產(chǎn)生粉塵時這種粉塵在真空槽內(nèi)被撲捉和熔融，而且含有粉塵的氣體被送入排氣導(dǎo)管中的情況下，也能阻止這種粉塵的堆積，還能夠防止真空精煉時來自鋼水(主要是火點)的輻射熱對真空槽下部槽體的損傷。
以下，就屬于本發(fā)明的一種實施方案的真空脫碳裝置進(jìn)行說明。
真空脫碳精煉裝置10，如附圖24～26所示，包括底部設(shè)置有惰性氣體吹入噴嘴19并容納鋼水11的盛鋼桶13、在盛鋼桶13中的鋼水11中浸漬有浸漬管14而且備有與未圖示出的真空排氣裝置連接的排氣口16-1的真空槽15，以及在真空槽15的上蓋35上設(shè)置的能夠自由升降的噴氧槍18。
以下就上述各種構(gòu)成部件作詳細(xì)說明。
盛鋼桶13是大體圓筒狀的鐵制容器，與鋼水接觸的內(nèi)壁襯有例如氧化鋁或硅酸鋁質(zhì)耐火材料襯里。
通過盛鋼桶13上噴吹氣體的噴嘴19向鋼水11中噴吹惰性氣體，借助于惰性氣體的上升和運動的能量攪拌盛鋼桶13內(nèi)的鋼水11，這樣可以提高鋼水11中真空精煉反應(yīng)的效率。
真空槽15是內(nèi)襯主要由鉻酸鎂質(zhì)材料等制成耐火磚的真空精煉處理容器(其中一部分也可以使用無定形耐火材料構(gòu)成)，由上槽33和下槽34組成，下槽的下端是浸漬管14且浸入鋼水中。
其中一旦對真空槽減壓，浸漬管內(nèi)的鋼水就上升，在浸漬管內(nèi)形成與盛鋼桶13內(nèi)鋼水表面不同的鋼水表面11-1，由噴槍向此表面吹氧。
因此，本發(fā)明中將處于真空槽吸入鋼水的最高表面下方的真空槽下部，叫做浸漬管。
浸漬管14是內(nèi)徑為DF的近圓筒形體，特別是浸漬在鋼水11中鋼水上升的部分，例如是用硅酸鋁等無定形耐火材料經(jīng)流延加工形成耐火層。當(dāng)從浸漬管14內(nèi)的鋼水表面以同一密度產(chǎn)生飛濺時，減小浸漬管的截面積能使飛沫量減少，所以考慮脫碳效率的情況下應(yīng)當(dāng)盡可能減小浸漬管內(nèi)徑。
本發(fā)明的特征在于與浸漬管14相連的下槽34，其內(nèi)徑DL大于浸漬管的內(nèi)徑DF，沿垂直方向的長度A上設(shè)有擴(kuò)徑段36。擴(kuò)徑段能夠使因噴氧槍18向鋼水表面11-1噴出的氧氣射流氣體流而產(chǎn)生的飛沫分散，同時還能夠減輕因所說的氧氣射流氣體而產(chǎn)生的火點或鋼水表面11-1放出的輻射熱對真空槽側(cè)壁產(chǎn)生的熱影響，因而是本發(fā)明真空槽的重要結(jié)構(gòu)因素。
應(yīng)當(dāng)根據(jù)噴氧槍18的氣體噴孔位置適當(dāng)規(guī)定上述擴(kuò)徑段內(nèi)徑DL的大小，使所說的內(nèi)徑DL與氧氣噴吹距離(噴氧槍下端與鋼水表面11-1之間的距離)L之比DL/L處于0.5～1.2范圍內(nèi)。這樣能夠得到上述效果。
而且在與擴(kuò)徑段36相連的上部沿垂直方向長度A的位置上，設(shè)有內(nèi)徑為DS的縮徑段(收縮段)37。由于縮徑段37阻止飛沫和粉塵等侵入真空槽的上部，在其下附著的粉塵被來自鋼水表面的輻射熱熔化后落下。因此，為了得到上述效果，對于縮徑段37的設(shè)計來說，縮徑段內(nèi)徑DS與擴(kuò)徑段DL之間的關(guān)系，即縮徑段空間部分AS的截面積SS與擴(kuò)徑段空間部分AL的截面積SL之間的關(guān)系是很重要的，本發(fā)明中將該比值SS/SL規(guī)定在0.5～0.9范圍內(nèi)。而且，在不受噴氧槍噴出的氣流沖擊，火點和鋼水表面的輻射熱對耐火材料不產(chǎn)生熔損，僅使耐火材料上附著的粉塵再熔化的位置處(例如縮徑部的耐火物的表面溫度為1200～1700℃的位置)設(shè)置縮徑段，其設(shè)置長度A規(guī)定為1～3米。
縮徑段內(nèi)徑DS與噴氧槍18外徑之半徑差d雖然越小越好，但是當(dāng)半徑差過小時，排氣通路變窄，脫氣效率降低，所以d值最好處于100～300毫米范圍內(nèi)。
也就是說，按照本發(fā)明進(jìn)行真空脫碳精煉時，處于未直接浸漬在鋼水11中的真空槽側(cè)壁部分(free board)的耐火材料熔損，取決于耐火材料的表面溫度、氣氛氣體溫度和沖擊耐火材料工作面的氣體流速。
因此，為了延長側(cè)壁部分耐火材料的壽命，重要的是使上述耐火材料盡可能遠(yuǎn)離吹氧、脫碳反應(yīng)產(chǎn)生的高溫火點，進(jìn)一步抑制沖擊耐火材料工作面的氣體流速。
在噴氧槍18噴出的氧氣射流與鋼水的沖擊面上，鋼水中的碳被氧氣氧化產(chǎn)生CO氣體，同時火點附近的溫度也因脫碳反應(yīng)產(chǎn)生的熱量而變成約2400℃的高溫。
此外，產(chǎn)生的CO氣體由于在氣氛氣體中燃燒而產(chǎn)生二次燃燒反應(yīng)()，所以在火點正上方的氣體(氣氛氣溫度)溫度也加熱到極高。
因此，真空脫碳精煉時，在側(cè)壁部分處由于處于高溫火點和火點的正上方而經(jīng)受到輻射熱或氣流等造成的損耗作用，所以適當(dāng)保持火點和側(cè)壁部分之間的幾何位置就顯得很重要了。
在本發(fā)明的實施例中，通過按照上述方式將這種火點～真空槽耐火材料之間的幾何位置設(shè)置在特定范圍內(nèi)，在將側(cè)壁部分和噴氧槍等耐火材料的熔損抑制到最小限度的同時，還可以抑制鋼水11飛沫伴生的粉塵侵入真空排氣系統(tǒng)中，在高生產(chǎn)率下進(jìn)行真空脫碳精煉操作。
以下就屬于本發(fā)明其他實施方案的真空脫碳精煉裝置進(jìn)行說明。
屬于第二種實施方案的真空脫碳精煉爐10，如附圖27～29所示，是將第一種實施方案表示的真空脫碳精煉裝置10中真空槽15的縮徑段37結(jié)構(gòu)，改變成由扇形遮檔體38、39和40形成的結(jié)構(gòu)，其它部分的結(jié)構(gòu)大體相同且采用相同的符號，其詳細(xì)說明省略。
如附圖27所示，扇形遮檔體38～40分別沿垂直方向設(shè)置在不同位置處，而且如附圖29所示，除了各遮檔體形成空間部分AS的截面積SS之外，具有覆蓋真空槽內(nèi)鋼水全部表面的扇形角度θ。
如附圖28所示，各扇形遮檔體38～40，例如在扇形遮檔體38中，在真空槽鐵皮15-1的內(nèi)側(cè)固定有內(nèi)藏冷卻用空氣通路43的金屬芯41，通過金屬芯上設(shè)置的Y形壁骨42可以將例如氧化鋁類可鑄耐火材料等無定形耐火材料固定在金屬芯37上。
在不同段處設(shè)置數(shù)個扇形遮檔體作為上述的縮徑段，能夠有效地遮擋來自鋼水11-1表面的輻射熱和飛沫，同時還能夠在排氣阻力不增大的狀態(tài)下確保真空槽的排氣通路，進(jìn)行真空脫碳精煉。
本實施方案中，雖然是就使用無定形耐火材料形成扇形遮檔體的情況說明的，但是也能使用鋁酸鎂等耐火磚等定形耐火材料制成扇形遮檔體。
而且，除了噴氧槍四周的空間部分之外，鋼水的全部表面如果都被各扇形遮檔體的各自表面覆蓋，各扇形遮檔體的扇形角度不必全部取同一數(shù)值，而且扇形遮檔體的數(shù)目也不限于三個。
此外，與鋼水表面相對的扇形遮檔體，即使各表面具有重復(fù)的部分也不會產(chǎn)生操作問題，這種情況也屬于本發(fā)明范圍。
在附圖27和28中表示的是使真空槽內(nèi)的真空度處于低真空度下進(jìn)行吹煉的狀態(tài)，所以浸漬管內(nèi)的鋼水表面處于較低狀態(tài)下。
對于具有本發(fā)明上述結(jié)構(gòu)的真空槽來說，由于在縮徑段存在被噴氧槍18貫通的空間部分，所以含有粉塵的排氣上升通過此空間部分時，在真空槽上部，尤其是在上蓋部分及其附近的側(cè)壁上有時存在粉塵附著、堆積的現(xiàn)象。
本發(fā)明還提供了防止這種粉塵附著的手段。
也就是說，如附圖24和30所示，噴嘴44-1和44-2按照一定方式設(shè)置，使其末端處于上蓋的下方距離F處，而且其噴出氣體的方向相對于垂直方向各有規(guī)定的噴嘴噴射角度θh，并以噴嘴旋轉(zhuǎn)角度θr互相相對地插入上槽33內(nèi)。
這種噴嘴的末端距離F優(yōu)選處于0.3～3米范圍內(nèi)，而且噴嘴的噴射角度θh和旋轉(zhuǎn)角度θr分別優(yōu)選處于20°～90°和15°～30°范圍內(nèi)。
上述的噴嘴由于按照以上方式構(gòu)成，所以通過噴嘴44-1和44-2向上槽33中噴吹的氧氣、燃料氣體或其混合氣體，在上槽33內(nèi)形成旋流，能夠有效地混合吹氧精煉過程中產(chǎn)生的精煉氣體以及上述氧氣和燃料氣體，同時還能夠適當(dāng)保持上蓋35處的溫度。
也就是說，使用上述噴嘴吹氧脫碳精煉過程中，利用設(shè)置在上蓋35中的數(shù)個熱電偶檢測上蓋的表面溫度(在上蓋的側(cè)壁上設(shè)置測定溫度使用的窺視孔，也可以用光學(xué)高溫計通過此窺視孔直接測定上蓋表面的溫度。)，將溫度保持在附圖31所示的1200～1700℃范圍內(nèi)。因此，抵達(dá)上蓋附近的粉塵被熔融除去，可以抑制伴隨粉塵的附著使鉻或鐵的合格率降低。
接著在非吹氧精煉期間內(nèi)，結(jié)束用噴氧槍18吹氧，從盛鋼桶13的底部吹入氬氣，攪拌浸漬管14內(nèi)的鋼水11。
利用這種方法可以進(jìn)行殘余的精煉反應(yīng)以及使鋼水溫度和各成分均勻化。
因此，即使在非吹氧精煉期間內(nèi)，也能防止鋼水?dāng)嚢韬驼婵张艢庋b置的浸漬管14內(nèi)排氣造成粉塵在上蓋35處的堆積。
待機(jī)期間內(nèi)，停止真空排氣裝置，使浸漬管14內(nèi)復(fù)壓至大氣壓下，同時使浸漬管14的下端自盛鋼桶13內(nèi)的鋼水11中提起，保持在待機(jī)狀態(tài)下。此期間內(nèi)使用噴嘴44-1和44-2將上蓋的表面溫度控制在規(guī)定溫度范圍(1200～1700℃)內(nèi)。
在此待機(jī)期間內(nèi)，使用空氣代替上述氧氣使燃料氣體燃燒，從成本和杜絕耐火材料的氧化損傷的觀點來看是有利的。
按照這種方法，即使粉塵例如堆積在上蓋35或其四周也能將其熔化，使其流向下方除去，同時還能夠有效地防止開始繼續(xù)吹氧精煉時因受到過分熱沖擊而使浸漬管14的耐火材料產(chǎn)生熱應(yīng)力造成的損傷。
本發(fā)明進(jìn)行真空脫碳精煉時，用蒸汽噴射器抽出精煉產(chǎn)生的排氣，使真空槽內(nèi)保持在規(guī)定的真空度下，用氣體冷卻器將上述抽出的排氣冷卻后，供入排氣處理系統(tǒng)。
因此，排氣中所含的粉塵與排氣一起被抽吸通過導(dǎo)管，粉塵在導(dǎo)管內(nèi)附著、堆積，如附圖35所示，有時會妨礙排氣的流通。
為了防止進(jìn)入真空排氣導(dǎo)管內(nèi)的粉塵造成的堵塞，本發(fā)明還提供了一種在使真空槽內(nèi)的真空度維持在規(guī)定水平的同時，還能夠簡單地進(jìn)行除塵操作的真空精煉裝置。
基于附圖32～34說明本發(fā)明。真空精煉裝置10上使用的排氣處理裝置，如附圖所示，在真空槽15的上槽處設(shè)置真空排氣導(dǎo)管16-1，此導(dǎo)管連接在所說的上槽的導(dǎo)管入口45和冷卻排氣的氣體冷卻器55的入口之間。
其實際長度L0大約15～50米，在真空排氣導(dǎo)管16-1路徑的中途處設(shè)置有捕集排氣中粉塵用的集塵罐53，從上槽至集塵罐之間的排氣導(dǎo)管結(jié)構(gòu)制成在排氣導(dǎo)管中不堆積粉塵的形狀。
也就是說，如附圖32所示，到達(dá)集塵罐53之前的真空排氣導(dǎo)管16-1部分由兩部分組成，即由從導(dǎo)管入口45以下向上方傾斜，具有傾角(θ0)處于30°～60°范圍內(nèi)全長約1.5米的上升傾斜段46，和從上升傾斜段46的頂部47以下，向下方以大約45°傾斜角傾斜的全長約1.5米的下降傾斜段48構(gòu)成。
如果向上傾斜角小于30°，則為了進(jìn)一步減小排氣中粉塵形成的粉末的靜止角，到達(dá)上升傾斜部分的粉塵不能滑落到真空槽中而依次堆積起來。
傾斜角度超過60°時，由于設(shè)備上的限制使設(shè)計產(chǎn)生困難。而且，即使傾斜角度超過60°，由于上升到傾斜部分的粉塵下落到真空槽中的效果幾乎不變，所以將具有60°的傾斜角作為上限。
所說的真空排氣導(dǎo)管的實際長度L0，是指沿真空排氣導(dǎo)管排氣方向的長度，是自導(dǎo)管入口至氣體冷凝器之間的總長度。
實際長度小于15米時，自真空槽送入氣體冷凝器中的排氣中粉塵量顯著增大，同時排氣溫度也提高，使冷凝器的負(fù)荷加大因而不好。
反之，實際長度超過50米的情況下，加在真空排氣裝置上的負(fù)荷增大到超過限度，難于達(dá)到所需的真空度。
在上升傾斜部分46的頂部47附近，相對于上升傾斜部分46傾斜地設(shè)置有加熱裝置49，將堆積在頂部47、上升傾斜部分46或下降傾斜部分48處的粉塵加熱熔化，使之能夠流下進(jìn)入真空槽11或集塵罐36之中。
在下降傾斜部分48的下方形成分叉部分50，在此分叉部分50的下部設(shè)置有能夠自由裝卸的集塵罐53，沿著下降傾斜部分48的傾斜導(dǎo)管內(nèi)表面落下的粉塵等可以滑入集塵罐53之中。
其中如附圖33的平面圖所示，真空排氣導(dǎo)管16-1在分叉部分50處使排氣的流動方向改變大約90°，利用排氣流動方向和速度的這種變化促進(jìn)排氣中粉塵向集塵罐53中沉降的過程。
此外，在真空排氣導(dǎo)管16-1的本體部分，沿著在集塵罐53正上部的分叉50處具有始自下降傾斜部分48的彎曲部分和直線部分，進(jìn)一步延伸，直到氣體冷凝器55的入口為止。
其中，根據(jù)需要將從導(dǎo)管入口45至氣體冷凝器55入口的真空排氣導(dǎo)管16-1的實際長度(L0)，及傾斜角度(θ0)設(shè)定為任意值。
氣體冷凝器55是內(nèi)部具有冷卻板的排氣冷卻裝置，圖中沒有示出的真空排氣裝置使之具有能夠排出其中氣體的結(jié)構(gòu)。在碰撞冷卻板或其內(nèi)壁后失去其速度的排氣中的固體顆粒(粉塵)由于滑入呈倒圓錐狀的氣體冷卻器55底部，而可以根據(jù)需要將其捕集起來。
罐裝卸裝置52，如附圖34所示，具有端部形成有銷孔57的導(dǎo)棒58，通過碟形彈簧59使導(dǎo)棒58上下移動的油壓缸60，固定油壓缸60用的上法蘭63，和通過圖中沒有示出的導(dǎo)孔使導(dǎo)棒58保持自由移動，以及為連接支撐集塵罐53的法蘭62用的固定法蘭61。
集塵罐53是近圓筒狀的鋼制或鑄造的帶底容器，其上端部設(shè)置有支撐法蘭62，在支撐法蘭62上設(shè)置的插入上述罐裝卸裝置52的導(dǎo)棒58用的導(dǎo)棒插孔，以及在集塵罐53外部相對設(shè)置的一對吊裝用樞軸54。
其中在集塵罐53的內(nèi)壁上按照需要包覆有可鑄耐火襯里材料。
當(dāng)集塵罐53中滑落的粉塵量增多的情況下，使用罐裝卸裝置52取下集塵罐53，可以方便地除去集塵罐53中的粉塵，同時也能夠進(jìn)行分叉部分50四周的清掃等維護(hù)操作。
將集塵罐53從真空排氣導(dǎo)管16-1上取下時，首先在集塵罐53的樞軸54上安裝與吊鏈65連接的吊鉤64，用圖中沒有示出的吊鏈支座支撐集塵罐53。然后在此狀態(tài)下取下支撐法蘭62和固定法蘭61之間的固定螺栓和螺母等。
進(jìn)而利用圖中沒有示出的油壓設(shè)備使油壓缸60工作，一邊壓縮碟形彈簧59一邊壓出導(dǎo)棒58。
利用這種方法解除加在銷56上的約束力，導(dǎo)棒58就處于銷56從插入的銷孔57中取出的狀態(tài)下。
從銷孔57中取出銷56的同時，使用吊鏈支座將集塵罐53降下。
利用這種方法，將導(dǎo)棒58從支撐法蘭62的導(dǎo)棒插孔62-1上拔出，使集塵罐53完全與真空排氣導(dǎo)管16-1脫離之后，可以除去集塵罐53中堆積的含有生鐵等的粉塵。
如上所述，本發(fā)明的真空排氣導(dǎo)管能夠有效地抑制粉塵在導(dǎo)管中的堆積，所以真空排氣導(dǎo)管內(nèi)伴隨排氣的壓力損失不會增大，能夠維持規(guī)定水平的真空度。
在上述裝置特征中本發(fā)明至少具有一個特征，所以由此能夠進(jìn)行真空精煉裝置的穩(wěn)定操作。
實施例實施例1為了確認(rèn)本發(fā)明一種實施方案，即不銹鋼的吹氧精煉方法，在實施例中使用150噸規(guī)模的減壓吹氧精煉裝置進(jìn)行了試驗。
在轉(zhuǎn)爐中精煉了含有〔C％〕0.6～0.7％和〔％Cr〕=10～20％的鋼水后，在附圖1所示的裝置中升溫和進(jìn)行吹氧脫碳。
此時的吹氧速度，無論是升溫期還是脫碳精煉期，都將吹氧速度控制在定值下，當(dāng)〔％C〕=0.3％之前控制在23.3Nm3/h/t的定值下，其后在〔％C〕=0.15～0.05％期間內(nèi)從23.3Nm3/h/t依次降低到10.5Nm3/h/t定值下，最后當(dāng)〔％C〕=0.05％時終止吹氧。攪拌用氬氣流量在升溫期和脫碳精煉期內(nèi)一律分別保持在4.0和2.7Nl/min/t。
表1和附圖4同時示出本發(fā)明的實施例和對照例。其中，No1～5是本發(fā)明的實施例，而No6～11是對照例。
在No1～5實施例中，如附圖4所示，鋁升溫期的G值和脫碳精煉期的G值，由于都滿足上式(1)，所以升溫期和脫碳精煉期內(nèi)鉻的氧化量少，而且飛沫的發(fā)生量也少。
與此相比，在No6中鋁升溫期內(nèi)G值的平均值雖然大于-20，但是卻發(fā)現(xiàn)升溫期內(nèi)鉻產(chǎn)生大量氧化。而且在No7中鋁升溫期內(nèi)G值的平均值雖然小于-20，但是據(jù)查在升溫期間內(nèi)有時超過-20(最大值-18)，這種情況下也與G值超過-20期間時的情況一樣進(jìn)行氧化。
此外，在No8的脫碳精煉過程中，平均G值(-18)高于-20，此時發(fā)現(xiàn)鉻過度氧化；在No9中，平均G值(-24)雖然處于-20～-35范圍內(nèi)，但是由于存在超過-20的期間，據(jù)發(fā)現(xiàn)此期間內(nèi)鉻進(jìn)行氧化。而且在No10的脫碳精煉期間內(nèi)，由于存在G值(-37)不足-35的期間，所以雖然鉻的氧化得到抑制，但是此期間內(nèi)飛沫的發(fā)生量增大，出現(xiàn)操作性惡化的問題。在No11中，因為升溫用鋁是升溫吹氧期間內(nèi)一次投入的，所以發(fā)現(xiàn)升溫期間內(nèi)鉻氧化加劇。
其中在表1(2)內(nèi)示出的是本發(fā)明No4實施例中采用的具體調(diào)整脫碳精煉期內(nèi)G值的方法。也就是說，在鋼水中的碳從〔％C〕=0.7％至止吹時的碳含量0.05％這一脫碳過程中，分別求出〔％Cr〕和T，控制真空槽內(nèi)的P，進(jìn)而分別將G值調(diào)整到表1(2)中所示的數(shù)值，用這種方法進(jìn)行了脫碳精煉。表1(2)中示出上述精煉的推移過程，分別將G值調(diào)整到最大-21、最小-25、均值-23，獲得了良好的脫碳效果。
表1(1)

<p>表1(2

>實施例2在與實施例1同樣的條件下驗證了鋁升溫的同時投入鋁和氧化鈣的添加效果。
表2和3中示出了本發(fā)明的實施例和對照例。No1～12是本發(fā)明的實施例。與此相比，No13中WCao/WAl不足0.8，不能促進(jìn)鋁酸鈣的生成，因而使?fàn)t渣原樣處于固態(tài)下，結(jié)果取樣性惡化而且脫碳氧氣效率也低。在No14中由于氧化鈣過量而使?fàn)t渣量增多，結(jié)果脫碳期內(nèi)的氧氣射流對脫碳產(chǎn)生阻礙作用。No15和16分別是升溫期內(nèi)浸漬深度不足200mm和超過400mm的實例，不足200mm時取樣性惡化且脫碳期內(nèi)脫碳氧氣效率也低。與此相比，超過400mm的情況下，取樣性雖好，但是由于槽內(nèi)爐渣排出不足而導(dǎo)致出現(xiàn)脫碳氧氣效率降低(覆蓋作用造成的脫碳阻礙)的問題。而且No17和18分別是脫碳期內(nèi)浸漬深度不足500mm和超過700mm時的實例。浸漬深度不足500mm的情況下，據(jù)發(fā)現(xiàn)富含Cr2O3的爐渣因早期流出管外而使?fàn)t渣固化(取樣性惡化)和脫碳氧氣效率降低；而超過700mm時由于鋼水的循環(huán)性惡化而出現(xiàn)脫碳效率降低的問題。此外，No19和20是升溫期內(nèi)攪拌用氬氣流量不足3.3Nl/min/t和超過4.7Nl/min/t時的實例。氬氣流量不足3.3Nl/min/t時，爐渣大量殘存在槽內(nèi)使脫碳氧氣效率降低，而超過4.7Nl/min/t的情況下鋁酸鈣生成量不足使取樣性惡化。No21和22是脫碳期攪拌用氬氣流量不足1.7Nl/min/t和超過6.0Nl/min/t時的實例。據(jù)發(fā)現(xiàn)當(dāng)氬氣流量不足1.7Nl/min/t和超過6.0Nl/min/t時，分別導(dǎo)致還原不足和因生成的Cr2O3早期流出管外而使脫碳氧氣效率降低。
表2

表3

實施例3按照下述實驗條件，驗證了吹氧脫碳精煉期間向真空槽中加入氧化鈣后，加入氧化鈣和爐渣厚度之間的關(guān)系。
本實施例使用150噸熔爐，在轉(zhuǎn)爐中粗脫碳至〔％C〕=0.7％后，使用這種含有16％鉻的不銹鋼水進(jìn)行試驗。吹氧速度始終采用24.0Nl/min/t吹氧脫碳到〔％C〕=0.05％為止。而且，吹氧脫碳期間內(nèi)采用的攪拌用氬氣一直是3.3Nl/min/t。
由實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，如表4所示，在本發(fā)明范圍內(nèi)飛沫的產(chǎn)生沒有導(dǎo)致操作性能惡化，而且能夠維持在高生產(chǎn)率下進(jìn)行鋼水的吹氧脫碳。
表4

<p>表5

(*表示相當(dāng)于處理1噸鋼的量)
表6

(*表示相當(dāng)于處理1噸鋼的量)
表7

(*表示相當(dāng)于處理1噸鋼的量)
表8

(*表示相當(dāng)于處理1噸鋼的量)實施例4在和實施例1同樣條件下就高碳濃度區(qū)和低碳濃度區(qū)內(nèi)的脫碳精煉進(jìn)行了詳細(xì)試驗。
實驗結(jié)果示于表5～表8之中。
其中，附圖15～17是浸漬比(h/H)、惰性氣體流量(N)和氧氣流量的減小速度(R)分別與脫碳氧氣效率之間的關(guān)系圖。氣流量的減小速度(R)分別與脫碳氧氣效率之間的關(guān)系圖。
如附圖15和16所示，通過使浸漬比(h/H)和惰性氣體流量(N)分別維持在0.1～0.6和0.3～4.0Nl/min/t，可以使脫碳氧氣效率處于65％以上。
而且如附圖17所示，通過使氧氣流量的減小速度(R)處于0.6～12.5Nm3/h/t/min范圍內(nèi)，未引起生產(chǎn)率降低，而且能夠使脫碳氧氣效率保持在65％以上。其中，附圖17的斜線部分表示精煉處理中的全部處理時間等延長，并導(dǎo)致生產(chǎn)率惡化的區(qū)域。
例如，實施例No1表示在高碳濃度區(qū)內(nèi)，在使氧氣流量處于3～25Nm3/h/t范圍內(nèi)的同時，如表5所示，通過使浸漬比(h/H)和惰性氣體流量(N)分別維持在0.3和1.7Nl/min/t，進(jìn)而在低碳濃度區(qū)域內(nèi)使氧氣流量(Q)以每分鐘6.7Nm3/h/t的速度減少，改變浸漬管14的浸漬深度(h)進(jìn)行操作。
因此，如表5和6中結(jié)果欄(1)～(4)所示，例如在實施例No1中得到了以下結(jié)果(1)飛沫產(chǎn)生狀況少，為優(yōu)良(○)；(2)脫碳氧氣效率在高碳濃度區(qū)和低碳濃度區(qū)分別為74％和72％，高于生產(chǎn)管理上必須的規(guī)定水平(65％)，效率更高；而且(3)在真空槽和盛鋼桶之間無附著凝固現(xiàn)象；(4)鉻損失低于規(guī)定水平的良好結(jié)果(○)。
因此實施例No1中上述(1)～(4)中各條件都滿足，因而綜合評價判定為良好(○)。
按照這種方式，在實施例No1～9中通過適當(dāng)調(diào)整和維持脫碳精煉的各種條件，都得到了綜合評價為(○)的結(jié)果。
另一方面，表7和8是表示采用處于本發(fā)明范圍之外實驗條件的對照例No1～8，其綜合評價結(jié)果均為不良(×)。
其中，對照例No1是浸漬比(h/H)設(shè)定在本發(fā)明范圍(0.1～0.6)之外的數(shù)值0.06的實例，這種情況下高碳濃度區(qū)的脫碳氧氣效率為43％，低于作為脫碳氧氣效率是否良好的標(biāo)準(zhǔn)65％。
此外，對照例No2是將氧氣流量(Q)設(shè)定在高于本發(fā)明范圍3～25Nm3/h/t之外的數(shù)值上，此時高碳濃度區(qū)內(nèi)脫碳氧氣效率低達(dá)45％。
對照例No3是使惰性氣體流量(N)設(shè)定在本發(fā)明范圍(0.3～4.0Nl/min/t)之外的0.15Nl/min/t時的實例，此時高碳濃度區(qū)內(nèi)脫碳氧氣效率進(jìn)一步降低到38％。
對照例No4是將高碳濃度區(qū)內(nèi)氧氣流量設(shè)定在低于本發(fā)明范圍(3～25Nm3/h/t)數(shù)值上的實例，此時高碳濃度區(qū)內(nèi)脫碳氧氣效率降低到42％，評定為不良。
對照例No5是將低碳濃度區(qū)內(nèi)氧氣流量的減少速度(R)設(shè)定在本發(fā)明范圍(0.5～12.5Nm3/h/t/min)之外的數(shù)值0.2Nm3/h/t/min的實例，此時低碳濃度區(qū)內(nèi)脫碳氧氣效率降低到31％。
對照例No6是將低碳濃度區(qū)內(nèi)氧氣流量的減少速度(R)設(shè)定在高于本發(fā)明范圍(0.5～12.5Nm3/h/t/min)的數(shù)值16.2Nm3/h/t/min的實例，此時鉻損失等不能無視，而且將顯著降低生產(chǎn)率。
最后給出的對照例No7表示在低碳濃度區(qū)內(nèi)固定真空槽浸漬管14的浸漬深度(h)下進(jìn)行試驗的實例，在盛鋼桶13內(nèi)壁和浸漬管14外壁的鋼水面上附著有爐渣12，在二者間產(chǎn)生的附著凝固成為生產(chǎn)障礙。實施例5使用150噸規(guī)格的真空精煉裝置進(jìn)行了脫氣處理。表9示出本發(fā)明的實施例，表10示出的是對照例。
表9示出的本發(fā)明實施例(No1～14)與表10的對照例(No15～26)都是使用轉(zhuǎn)爐將含有5％以上(主要是10～20％)鉻濃度的不銹鋼粗鋼水脫碳至0.7％以后，在真空下進(jìn)行吹氧脫碳精煉及30～60分鐘的脫氣處理。本發(fā)明實施例中不同試驗鋼種的最終目的碳濃度范圍均為0.002％(20ppm)以下。其中，吹氧脫碳精煉時氧氣的噴吹速度均為20Nm3/h/t。
在對照例No15中，停止吹氧時雖然將〔％C〕定為0.012％(小于0.02％)，但是卻使吹氧時鉻的氧化量加大。在對照例No16的情況下，盡管使停止吹氧時的〔％C〕為0.125％(大于0.1％)，但是卻導(dǎo)致目的碳濃度增大，不能在規(guī)定的處理時間范圍內(nèi)制造規(guī)定的不銹鋼。對照例No17是在停止吹氧時真空度比本發(fā)明條件更高的真空度下進(jìn)行的，所以脫碳處理因脫氣處理時氧量不足而不能順利進(jìn)行。對照例No18是在停止吹氧時真空度比本發(fā)明條件更低的真空度下進(jìn)行的，因鉻的氧化量增大而不好。
對照例No19中使脫氣處理時達(dá)到的真空度為12乇，由于達(dá)到平衡時的數(shù)值增高，所以達(dá)到的〔％C〕加大。對照例No20中雖然使脫氣處理時的再吹氧量減少，但是由于脫氣時鋼水中氧量不足，使脫碳處理不能順利進(jìn)行，結(jié)果達(dá)到的〔％C〕加大。對照例No21中雖然使再吹氧量加大，但是過量氧可以使鉻氧化。
對照例No22表示將再吹氧時的真空度提高到高于本發(fā)明條件的高真空下的實例，由于鋼水中應(yīng)當(dāng)溶解的氧氣量不足，使脫碳速度降低，達(dá)到的〔％C〕加大。對照例No23中由于再吹氧時的真空度處于低于本發(fā)明條件的低真空下，所以鉻產(chǎn)生氧化。對照例No24是表示使作為攪拌用氣體一種實例的氬氣量低于本發(fā)明條件的實例，由于鋼水的攪拌不能充分進(jìn)行，所以達(dá)到的〔％C〕值加大。對照例No25是使作為氬氣量高于本發(fā)明條件的實例，因為氣體對耐火材料的沖擊加劇，而使耐火材料的損傷加大。此外，對照例No26表示槽內(nèi)殘留的爐渣量加大的情況，由于不能充分確保作為脫碳反應(yīng)主要區(qū)域的自由表面，使脫碳反應(yīng)速度減小，因而使達(dá)到的〔％C〕值加大。
表9

<p>表10

實施例6使用175噸規(guī)格的真空脫氣裝置進(jìn)行了實驗。在轉(zhuǎn)爐中精煉制成〔％C〕大約0.7％、〔Cr％〕5％以上(主要是10～20％)的鋼水后，在附圖1所示的真空精煉裝置中進(jìn)行吹氧脫碳精煉到〔％C〕=0.01％。停止吹氧后從底部僅用惰性氣體攪拌，經(jīng)過30分鐘脫氣處理使〔％C〕達(dá)到20ppm以下。
表11與對照例同時示出的是脫氣期內(nèi)本發(fā)明實施例。試驗No5中K值超過3.5，氣泡活性表面的面積和攪拌強(qiáng)度都保持得充分，而且達(dá)到的〔％C〕也低，但是由于噴吹氣體的供給量增大而促進(jìn)了耐火材料的消耗，因而不實用。
表11說明，本發(fā)明根據(jù)吹氧期間內(nèi)適當(dāng)控制氧氣的供給速度和浸漬管內(nèi)鋼水的攪拌狀態(tài)所取得的效果，使鉻的氧化損失減小，而且在脫氣期間通過保持氣泡的活性表面積和表面攪拌強(qiáng)度，能夠有效地精煉高純度不銹鋼，是一種優(yōu)良的冶煉方法。
表11

實施例7
本發(fā)明按照以下方法進(jìn)行了真空精煉和脫氣處理后添加還原用鋁的實驗。
在實施例中使用150噸規(guī)格的真空精煉裝置進(jìn)行了處理。經(jīng)轉(zhuǎn)爐煉出的含有5％以上(主要是10～20％)鉻濃度的不銹鋼粗鋼水，在真空下經(jīng)過吹氧脫碳精煉及脫氣處理后，回收吹氧時生成的Cr2O3。其中，還原時間一律是5分鐘。
表12中同時示出本發(fā)明實施例與對照例。
No1～9是本發(fā)明的實施例。與此相比，No10是投入還原用鋁時攪拌用氬氣流量低于0.1Nl/min/t，這種情況下鋼水侵入多孔塞中，妨礙以后的還原。而且No11是投入鋁時氬氣流量過量的實例，此時投入鋁后立即產(chǎn)生爆沸現(xiàn)象。而No12是還原時的真空度處于高于400乇以上的高真空度下的實例，此時也發(fā)現(xiàn)產(chǎn)生爆沸現(xiàn)象。此外，No13和14是鋁投入后攪拌用氬氣流量不足5Nl/min/t或高于10Nl/min/t的實例；氬氣流量不足5Nl/min/t時發(fā)現(xiàn)發(fā)現(xiàn)Cr2O3回收率降低，而反之高于10Nl/min/t時發(fā)現(xiàn)氮氣的吸收加大。另外，No15是在盛鋼桶上部發(fā)現(xiàn)附著含有Cr2O3爐渣時，在真空槽浸漬在鋼水中的狀態(tài)下直接投入鋁的實例，據(jù)發(fā)現(xiàn)此時Cr2O3的回收率大幅度降低。
表12

>*)由于鋼水浸入多孔塞的問題出現(xiàn)，所以Ar不流動。實施例8按照下述方式實施屬于本發(fā)明的不銹鋼真空精煉用真空槽浸漬管的保護(hù)方法。
首先在轉(zhuǎn)爐中熔制含有13重量％鉻、0.7重量％碳和0.03～0.20重量％硅的150噸(t)鋼水，將鋼水轉(zhuǎn)入盛鋼桶13之中。
轉(zhuǎn)移鋼水時，將從轉(zhuǎn)爐中流出的爐渣調(diào)整到大約1000kg(含有30重量％二氧化硅)，進(jìn)而在附圖1所示的真空精煉裝置10中進(jìn)行脫碳精煉，脫氣精煉，然后進(jìn)行了還原精煉。
接著，為了調(diào)整爐渣和促進(jìn)還原精煉，CaO和金屬鋁的添加方式如下在脫氣精煉時，分2～3批加入CaO；在開始還原精煉時以及還原精煉過程中，分2～3批加入金屬鋁。
其中，表13中使用的No1～4爐渣，氧化鈣調(diào)整到8～18kg/t，換算為Al2O3的金屬鋁為6～18kg/t。尤其是No4爐渣中，從轉(zhuǎn)爐中流入的爐渣約為1.5倍，爐渣組成中的二氧化硅量增加。
進(jìn)而用調(diào)整到表13所示組成的爐渣浸漬距浸漬管14下端500mm處一次，浸漬形成厚度30mm的涂層，進(jìn)而重復(fù)此涂覆操作和待機(jī)及減壓精煉操作，進(jìn)而將其與過去沒有爐渣涂層的情況做了比較。
就浸漬管的適用次數(shù)而言，與未施涂層的狀態(tài)相比，本發(fā)明因鋼水和爐渣熔損和熱負(fù)荷造成的剝落減少，使用次數(shù)能夠延長1.5倍。
而且由于這種浸漬管使用次數(shù)的增加，可以大幅度降低成本；如果將傳統(tǒng)浸漬管的耐火成本定為1，則本發(fā)明的耐火成本大約降低到0.6，成本降低了40％。
此外，用于涂覆的爐渣是能夠有效地促進(jìn)減壓下精煉裝置的脫碳精煉、脫氣精煉和還原精煉反應(yīng)(尤其是還原精煉反應(yīng))的添加物和生成物，利用這種物質(zhì)可以獲得保護(hù)浸漬管耐火材料和促進(jìn)精煉的協(xié)同效果，具有能夠同時提高精煉效率和浸漬管壽命以及降低耐火材料成本的效果。
利用反復(fù)浸漬和待機(jī)操作數(shù)次的方法進(jìn)行數(shù)次涂覆，即使形成的涂層厚度僅有60mm也能得到大體上相同的結(jié)果，但是通過進(jìn)行數(shù)次涂覆后再使用時，能夠防止高溫鋼水和爐渣造成的剝落損耗，可以得到更好的結(jié)果。
表13

實施例9本發(fā)明在附圖24所示的裝置中進(jìn)行了以下試驗。
其中，表14和15所示的實施例No1～6，是將相當(dāng)于側(cè)壁部的擴(kuò)徑部分36的內(nèi)徑DL和內(nèi)截面積SL(m2)、擴(kuò)徑部分的長度A、噴吹氧氣的距離L、內(nèi)徑DS的縮徑段37的截面積SS(m2)等真空脫碳精煉條件設(shè)定成各種數(shù)值，進(jìn)行真空脫碳精煉時獲得的結(jié)果。
如同表所示，在將規(guī)定真空精煉中真空槽15幾何形狀的(DL/L)和(SS/SL)的比值分別設(shè)定為0.5～1.2和0.5～0.9范圍內(nèi)的實施例No1～6中，真空槽內(nèi)生鐵的附著以及鋼水表面正上部(火點正上部)水平位置對應(yīng)的耐火材料的熔損分別微小(無)，耐火材料成本處于維持在表中○符號所示水平的狀態(tài)下，因而評價結(jié)果良好(○)。
其中，脫碳氧氣效率是指供給脫碳反應(yīng)的氧氣量與由噴氧槍供給的氧氣總量之比；實施例No1～6中脫碳氧氣效率為68～78％水平。
而且，所謂均一混合時間是表示真空精煉時鋼水11攪拌程度的指標(biāo)，例如鋼水中投入標(biāo)記金屬等后利用該金屬元素的濃度達(dá)到一致或一定時所需時間表示的數(shù)值；在實施例No1～6中處于38～51秒范圍內(nèi)。
順便指出，表16中的對照例No1～4表示上述的(DL/L)和(SS/SL)比值對處于適用范圍之外的實例。對照例No1中(DL/L)比值為處于適用范圍之外的0.4，因為與鋼水表面上部水平位置對應(yīng)的耐火材料熔損大而評價為不良(×)。
對照例No2中(DL/L)比值為處于適用范圍之外的1.5，由于噴吹的氧氣噴吹鋼水表面的力量小，使脫碳反應(yīng)大幅度降低而評價為不良(×)。
對照例No3中(SS/SL)比值為0.4，低于適用范圍，所以排氣通路阻力增大，使真空度惡化，因而評價為不良(×)。
對照例No4中(SS/SL)比值為1.0，大于適用范圍，所以真空槽內(nèi)生鐵的附著量增大，評價為不良(×)。
表14

表15

>
表16

實施例10按照下述方法進(jìn)行了本發(fā)明吹氧時噴嘴的噴吹實驗。
實施例1～7由于是分別在表17和18所示設(shè)定的真空下吹氧脫碳精煉條件進(jìn)行真空精煉的，并且示出了實驗結(jié)果(生鐵附著、耐火材料損傷狀態(tài)及其評價)。
其中，上蓋部分表面溫度標(biāo)識各期間的平均溫度(℃)，在吹氧時從噴嘴吹入氣體一欄內(nèi)表示向附圖24和30中所示的噴嘴44-1和44-2供給氣體的種類。
例如，實施例No1表示將噴嘴端距離L、噴嘴噴射角度θh分別設(shè)定在2.3米和50°，同時使用噴嘴44-1和44-2，將吹氧精煉期間、非吹氧精煉期間和待機(jī)期間的上蓋部分表面溫度分別控制在平均1520℃、1500℃和800℃下進(jìn)行真空吹氧脫碳精煉的實例。
因此，實施例No1中上蓋部分35沒有生鐵附著，耐火材料損耗很少，其綜合評價為良好(○)。
在實施例No1～7中，通過使用噴嘴16、17將吹氧時(吹氧精煉期間)和非吹氧時(非吹氧精煉期間)的上蓋部分溫度維持在規(guī)定的1200～1700℃范圍內(nèi)，可以得到?jīng)]有生鐵附著而且耐火材料損耗很少的結(jié)果(○)。
順便指出，表19所示的對照例No1～4，是吹氧時(吹氧精煉期間)和非吹氧時(非吹氧精煉期間)上蓋部分溫度都維持在規(guī)定的1200～1700℃范圍之外的實例，兩種情況下都有生鐵附著，或者耐火材料損耗加劇，結(jié)果顯示不良(×)。
例如，對照例No1表示將噴嘴末端距離L、噴嘴噴射角度θh分別設(shè)定在3.5米和65°，同時將吹氧精煉期間、非吹氧精煉期間和待機(jī)期間上蓋部分表面溫度分別控制在平均1150℃、1100℃和800℃下進(jìn)行真空吹氧脫碳精煉的實例。
這種情況下如表19所示，由于噴嘴末端距離大而且位置低，所以上蓋部分35的溫度比規(guī)定范圍降低，上蓋部分35處生鐵的附著量增大。
表17

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表18

表19

實施例11就附圖32所示的本發(fā)明真空排氣導(dǎo)管進(jìn)行了以下試驗。
表20示出了改變真空排氣導(dǎo)管16-1上升傾斜部分46的傾斜角度(θ0)和真空排氣導(dǎo)管16-1的實際長度(L0)等操作條件，這種條件下進(jìn)行真空精煉時分別得到各自結(jié)果的實施例No1～4。
表20中的實施例No1，表示使傾斜角度(θ0)和實際長度(L0)分別為45°和22m，將集塵罐53(生鐵罐)設(shè)置在下降傾斜部分48的下方，經(jīng)過5日真空精煉操作的實例。
如操作結(jié)果欄所示，此時在導(dǎo)管入口部分45的粉塵附著狀況少，粉塵附著沒有造成氣體冷凝器55損傷，到達(dá)的真空度能夠保持在0.5乇，所以評價為良好(○)。
從其他實施例No2～4的結(jié)果也可以看出，通過將傾斜角度(θ0)和實際長度(L0)分別設(shè)定為規(guī)定值，并設(shè)置生鐵罐53，都能夠得到良好的評價結(jié)果(○)。
其中，表21表示與上述實施例對比的對照例1～4。
例如，表21的對照例No1和2分別將上升傾斜部分46的傾斜角度(θ0)設(shè)定在處于30°～60°之外的15°和0°的實例，其導(dǎo)管入口處的粉塵堆積量增大，真空排氣導(dǎo)管16-1內(nèi)的壓力損失增加，到達(dá)的真空度水平分別為35乇和45乇，評價結(jié)果為不良(×)。
此外，對照例No3表示沒有設(shè)置生鐵罐的實例，據(jù)查此時導(dǎo)管入口部分45處粉塵堆積量雖少，但是由于不能捕集越過上述傾斜部分46頂部47流入的粉塵而達(dá)到氣體冷凝器55中，所以這種損傷加大而且到達(dá)的真空度也處于40乇水平上。
對照例No4是使真空排氣導(dǎo)管16-1的實際長度(L0)為6米，處于適用范圍(15～50米)之外的實例，這種情況下盡管設(shè)置有集塵罐53，但是由于實際長度(L0)短，所以流入氣體冷凝器55中的粉塵量增加，氣體冷凝器55的損傷增大。
表20

表21

產(chǎn)業(yè)上利用的可能性本發(fā)明的直桶形真空精煉方法，通過在鋁升溫期內(nèi)使真空槽內(nèi)壓力調(diào)節(jié)到最佳值，進(jìn)而在吹氧脫碳期內(nèi)繼續(xù)調(diào)整爐渣成分，并根據(jù)碳濃度供給最適宜氧氣流量，可以抑制鋁升溫期內(nèi)鉻的氧化損失，并且提高吹氧脫碳期內(nèi)的脫碳氧氣效率，同時即使在高碳濃度區(qū)也能夠防止真空槽浸漬管內(nèi)產(chǎn)生飛沫和浸漬部分被爐渣附著，所以作為鋼水的精煉方法具有極大的工業(yè)效果。
權(quán)利要求
1.一種鋼水的真空脫碳精煉方法，其特征在于使用具有單腳直桶形浸漬管的真空槽構(gòu)成的真空精煉裝置，對盛鋼桶內(nèi)碳濃度處于1.0～0.01重量％范圍內(nèi)的鋼水進(jìn)行真空脫碳精煉時，對浸漬在上述鋼水內(nèi)的上述真空槽內(nèi)部減壓，使鋼水在該真空槽的鋼水浸漬管內(nèi)上升，從穿過上述真空槽的上蓋部分的插入孔升降自如地設(shè)置的頂吹氧槍，以3～25標(biāo)米3/小時/噸鋼范圍內(nèi)的流量噴吹氧氣，同時以0.3～10標(biāo)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)的流量從盛鋼桶底部噴吹惰性氣體，進(jìn)而在上述鋼水中碳濃度處于0.3～0.1重量％范圍內(nèi)的臨界碳濃度以上的高碳濃度區(qū)，通過將下式(1)中G值控制在-35～-20范圍內(nèi)，控制槽內(nèi)真空度，進(jìn)行吹氧脫碳精煉，接著在上述吹氧脫碳精煉后進(jìn)行脫氣處理。G=5.96×10-3×T×ln(P/PCO)…(1)其中，PCO=760×〔10(-13800/T+8.75)〕×〔％C〕/〔％Cr〕…(2)P＜760式中，T鋼水溫度(K)P槽內(nèi)真空度(乇)。
2.按照權(quán)利要求1所述真空脫碳精煉方法，其中從上述盛鋼桶底部噴吹的惰性氣體的量，在上述臨界碳濃度以上的高碳濃度區(qū)處于0.3～4標(biāo)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)，而在上述臨界碳濃度以下低碳濃度區(qū)處于4(不含4)～10標(biāo)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)。
3.按照權(quán)利要求1或2所述真空脫碳精煉方法，其中在上述吹氧脫碳精煉進(jìn)行前的工序鋁升溫期內(nèi)，向上述盛鋼桶中注入上述鋼水，將上述真空槽的浸漬管浸漬在所說的鋼水中，同時控制上述真空槽內(nèi)氣氛氣體的真空度P，使上式(1)中的G值小于-20，進(jìn)而在真空度控制下向真空槽內(nèi)加入鋁，從上述噴槍中吹氧，通過使鋁進(jìn)行氧化反應(yīng)使鋼水升溫。
4.按照權(quán)利要求1～3中任何一項所述真空脫碳精煉方法，其中從上述升溫期開始至吹氧脫碳期內(nèi)向槽中投入生石灰，相對于上述升溫用鋁加入量(WAl(kg))的生石灰投入量為0.8～4.0WAl(kg)，同時使上述升溫期內(nèi)上述浸漬管在鋼水中的浸入深度達(dá)200～400mm。
5.按照權(quán)利要求1或2所述真空脫碳精煉方法，其中在上述吹氧脫碳期內(nèi)使從上述盛鋼桶低部吹出的氣泡活性面積占鋼水全部表面積的10％以上，而且占氧氣噴吹面的100％以上，在這樣的條件下噴吹惰性氣體攪拌鋼水。
6.按照權(quán)利要求1、2或4所述真空脫碳精煉方法，其中在上述吹氧脫碳期的高碳濃度區(qū)內(nèi)，向上述真空槽中一次或分批投入生石灰，按照換算成靜止?fàn)顟B(tài)下計使上述浸漬管內(nèi)的鋼水表面形成100～1000mm厚度的爐渣。
7.按照權(quán)利要求1或2所述真空脫碳精煉方法，其中在上述吹氧脫碳期的高碳濃度區(qū)內(nèi)，使上述浸漬管的浸漬部分在鋼水中的浸漬深度處于500～700mm范圍內(nèi)。
8.按照權(quán)利要求1、2、5或7所述真空脫碳精煉方法，其中在上述吹氧脫碳期的低碳濃度區(qū)內(nèi)，按照每分鐘減少0.5～12.5標(biāo)米3/小時/噸鋼的速度降低上述氧氣流量，同時上述浸漬管的浸漬深度h相對于鋼水的深度H以h/H=0.1～0.6范圍內(nèi)的速度不斷減少，在這種情況下進(jìn)行吹氧脫碳。
9.按照權(quán)利要求1或3所述真空脫碳精煉方法，其中在上述脫氣期內(nèi)，停止從上述噴槍吹氧時使上述真空槽內(nèi)的真空度處于10～100乇范圍內(nèi)，將上述浸漬管內(nèi)的爐渣量調(diào)整到相當(dāng)于浸漬管內(nèi)徑幾何截面積的1.2噸/米2以下，同時將下式(3)求出的K值控制在0.5～3.5范圍內(nèi)，從盛鋼桶底部噴吹惰性氣體攪拌鋼水，以此方式進(jìn)行脫氣處理。K=log(S·Hv·Q/P)…(3)式中，K表示氣泡活性表面攪拌強(qiáng)度的指標(biāo)S氣泡活性表面積(m2)Hv惰性氣體的噴吹深度(m)Q噴吹惰性氣體的流量(標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼)P槽內(nèi)真空度(乇)
10.按照權(quán)利要求1或2所述真空脫碳精煉方法，其中在上述脫氣處理后，用鋁進(jìn)行金屬氧化物還原處理時，在所說的鋁還原期內(nèi)向鋼水中投入還原用鋁的同時，使投入鋁的過程中從低部通入的攪拌用惰性氣體流量處于0.1～3.0標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)，使槽內(nèi)真空度處于400乇以下，當(dāng)上述還原用鋁之投入終止后使槽內(nèi)的真空度復(fù)壓到大氣壓下，然后提升真空槽，同時使攪拌用惰性氣體流量控制在5～10標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)，還原吹氧過程中生成的金屬氧化物，以回收金屬元素。
11.按照權(quán)利要求1所述真空脫碳精煉方法，其中在上述脫氣處理后，用鋁進(jìn)行金屬氧化物還原處理時，在所說的鋁還原期內(nèi)將上述真空槽內(nèi)的氣氛氣體壓力復(fù)壓到大氣壓下，在提升所說的真空槽的同時向鋼水中投入還原用鋁，控制所說的鋁投入期間內(nèi)攪拌用惰性氣體流量，使之處于0.1～3.0標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)，進(jìn)而在上述還原用鋁投入終止后立即將攪拌用惰性氣體流量控制在5～10標(biāo)準(zhǔn)升/分鐘/噸鋼范圍內(nèi)，還原吹氧時生成的金屬氧化物，回收金屬元素。
12.按照權(quán)利要求1所述真空脫碳精煉方法，其中在上述脫氣處理或鋁還原處理終止后，精煉終止時將爐渣的組成調(diào)整到含有(按照重量％計)55～90％Al2O3和CaO,10％以下Cr2O3、7～25％SiO2、余量是FeO、Fe2O3和MgO中一種或兩種以上共占2～10％，而且將Al2O3/CaO調(diào)整到0.25～3.0范圍內(nèi)，將經(jīng)過這樣調(diào)整的爐渣涂覆在上述脫碳精煉后的精煉裝置的浸漬管表面上。
13.按照權(quán)利要求1～12中任何一項所述真空脫碳精煉方法，其中在上述吹氧脫碳精煉期間內(nèi)或終止后，使用插入上述真空槽中的加熱用噴嘴加熱所說的上蓋附近，使所說的真空槽的上蓋部分表面溫度保持在1200～1700℃，
14.一種鋼水真空脫碳精煉裝置，其中包括浸漬在盛鋼桶內(nèi)鋼水中的單腳直桶形浸漬管，設(shè)置在所說的浸漬管上部的真空槽，使所說的真空槽內(nèi)以及使冷卻真空槽內(nèi)排出氣體冷卻的氣體冷凝器減壓用的真空排氣裝置，以及具有向所說的浸漬管內(nèi)鋼水表面吹氧功能和加熱噴嘴功能的多功能噴槍的真空精煉裝置，其特征在于在所說的真空槽內(nèi)設(shè)置內(nèi)徑比所說的浸漬管內(nèi)徑大的空間部分。
15.按照權(quán)利要求14所述的鋼水真空脫碳精煉裝置，其中包括將所說的真空槽制成包括上槽和下槽，在所說的下槽設(shè)置有內(nèi)徑大于在所說的下槽下端設(shè)置的浸漬管內(nèi)徑的空間部分，在所說的下槽和上述上槽之間具有內(nèi)徑比上述浸漬管內(nèi)徑小而且比上述噴槍外徑大的空間部分，并且有與所說的真空槽側(cè)壁一體設(shè)置的縮徑段。
16.按照權(quán)利要求14或15所述的鋼水真空脫碳精煉裝置，其中在上述真空槽上蓋附近側(cè)壁設(shè)有加熱用噴嘴。
17.按照權(quán)利要求14～16中任何一項所述的鋼水真空脫碳精煉裝置，其中在所說的上槽側(cè)壁處至少設(shè)有一個加熱用噴嘴，使所說噴嘴的燃燒氣體噴出口處于距構(gòu)成所說上槽一部分的上蓋部的表面下方0.3～3米位置，而且從所說的噴出口噴出燃燒氣體的噴射方向與垂直方向之間所成的燃燒氣體噴射角度處于20～90°范圍內(nèi)。
18.按照權(quán)利要求14～17中任何一項所述的鋼水真空脫碳精煉裝置，其中互相相對地設(shè)置所說的加熱用噴嘴，使其旋轉(zhuǎn)角度處于15～30°范圍內(nèi)。
19.按照權(quán)利要求14～18中任何一項所述的鋼水真空脫碳精煉裝置，其中在各自不同的位置處與所說的下槽的側(cè)壁一體設(shè)置有將所說的縮徑段分割成數(shù)個扇形的遮檔體，除了所說的遮檔體的空間部分之外，使所說的浸漬管內(nèi)空間處于被覆蓋的狀態(tài)下。
20.按照權(quán)利要求14～19中任何一項所述的鋼水真空脫碳精煉裝置，其中在所說的上槽和所說的氣體冷凝器之間設(shè)置有從設(shè)置在所說上槽的側(cè)壁上的導(dǎo)管入口向上方傾斜設(shè)置的上升傾斜段，從所說的上升傾斜段頂部向下方傾斜的下降傾斜段，以及處于所說的下降傾斜段的下方且可以自由拆裝的粉塵收集罐。
全文摘要
本發(fā)明是在直桶形真空精煉裝置中,在規(guī)定向真空槽內(nèi)吹入的氧氣流量和惰性氣體流量的同時,將碳濃度處于臨界碳濃度以下的低碳濃度區(qū)內(nèi)噴吹氧氣的流量以每分鐘0.5～12.5標(biāo)米
文檔編號C21C7/10GK1212022SQ97192437
公開日1999年3月24日 申請日期1997年11月20日 優(yōu)先權(quán)日1996年11月20日
發(fā)明者宮本健一郎, 加藤勝彥, 新飼昭男, 兼安孝幸, 石松宏之, 菅野浩至, 早川隆造, 北村信也, 片平圭一 申請人:新日本制鐵株式會社