KR100334947B1 - 용강의진공탈탄/정련방법및그장치 - Google Patents

Abstract

본 발명은 직동형(直胴型) 진공 정련 장치에 있어서, 진공조내에 흐르는 산소 유량 및 불활성 가스 유량을 규제함과 동시에, 탄소 농도가 임계 탄소 농도 이하인 저 탄소 농도 영역에 있어서, 취산 산소 가스 유량을 매분 0.5∼12.5N㎥/h/t의 감소 속도로 저감하는 탈탄 방법이며, 또한, Al 열 상승기(昇熱期)에 있어서, 하기 (1)식의 G 값을 -20이하가 되도록 진공 조의 분위기를 조정하고, 탈탄 정련기에 있어서 탄소 농도가 임계 탄소 농도 이상의 고 탄소 농도 영역에 있어서, G값을 -35∼-20의 범위가 되도록 상기 분위기를 조정하여 탈탄하는 정련 방법, 슬래그의 조정, 취산 탈탄기/탈 가스기 및 Al에서의 레이들(ladle)저부에서의 불활성 가스 취입 조건, 또는 분진 퇴적 억제 수단을 구비한 진공 정련 장치를 조합시킨다.

G = 5.96 × 10^-3× T ×ln(P/Pco) ……(1)

단,

Pco = 760 ×｛10^{-(13800/T+8.75)}｝×〔%C〕/〔%Cr〕

P ＜760

여기에서, T : 용강 온도(K), P : 조내 진공도 (Torr)이다.

Description

용강의 진공 탈탄/정련 방법 및 그 장치{METHOD OF VACUUM DECARBURIZATION /REFINING OF MOLTEN STEEL AND APPARATUS THEREOR}

전기로, 또는 전로에서 탈탄 정련된 용강을 더욱 탈탄 정련하여 탄소 농도가 0.01 중량% 이하인 용강을 얻는 방법으로서, (1) 레이들 중의 용강면을 진공 하에 보호 지지하여 그 용강 면에 산소 가스를 분사하는 특개소 57-43924호 공보에 대표되는 브이오디(VOD)법, 및 (2)용강에 침적된 침적 관내의 용강 면에 산소 가스를 분사시켜 진공 정련을 수행하는 직동형 침적관 법이 개시되어 있다.

그런데, 상기 (1)의 브이오디(VOD)법으로는, 용강 면 상부의 공간을 충분히 확보할 수 없으므로, 취산 탈탄 정련 중에 비산(飛散)되는 용강의 비말(스플랫쉬)이 상향 분사 랜스, 및 진공 용기의 뚜껑에 부착하여, 조업의 지장을 초래한다는 문제점이 있었다.

이와 같은 설비적 제약이 적은 (2)의 직동형 침적관 법에 의한 방법으로서, 특개소 61-37912호 공보에서 개시되는 기술은, 35도에 도시한 바와 같이, 레이들70내의 용강 71을 침적관 72를 통하여 진공조 73내로 끌어 올려, 침적관 72의 투영면 아래의 레이들 70내의 하부에서 불활성 가스를 취입시키고, 진공조 73내의 용강 표면에 상부 랜스 74를 통하여 산화성 가스를 분사하는 용강의 진공 정련 방법에 있어서, 침적관 72의 내경 (D₁)과 레이들 70의 내경 (D₀)과의 비 (D₁/D₀)이 0.4∼0.8의 값이 되도록 침적관 72의 내경을 정함과 동시에, 용강 표면으로부터의 불활성 가스의 취입 깊이 (H₁)와 레이들 50내의 용강 깊이 (H₀)의 비(H₁/H₀)가 0.5∼1.0의 값이 되도록 불활성 가스의 취입 깊이를 정하여, 조 내의 지금(地金(bullion) ; 제품화하지 않은 금), 슬래그 등의 부착이 적으며, 효율적인 탈탄을 수행하는 것을 목적으로 한 용강의 진공 정련법이 제안되어 있다.

또한, 특개평 2-133510호 공보에는 용융 금속을 수용하는 레이들과, 상기 용융 금속에 침적된 침적관을 하단에 구비한 진공조와, 그 진공조 내부를 감압하는 진공 원에 접속된 배기관과, 상기 진공조의 내부에 비체된 차폐 체를 구비하며, 상기 침적 관내에 있는 탕면으로부터 2∼5m 높이에 상기 차폐 체를 유지한 진공 처리 장치가 제안되어 있다.

그러나, 상기 특개소 61-37912호 공보에 기재된 방법으로는, 이하의 ①∼④에 지적한 바와 같은 문제점이 있었다.

① 용강에 분사되는 산소 가스 유량, 각반용 아르곤 가스 유량 및 진공조 73내의 진공도 등의 탈탄 정련 조건이 적절히 규정되어 있지 않으므로, 용강 면의 유동 및 스플랫쉬가 과잉 발생되어, 지금 부착에 기인한 조업 문제가 발생된다.

② 스테인레스 강 등의 크롬 함유 용강을 취산 탈탄 정련할 때, 용강 중의 크롬 분이 취입되는 산소에 의해 산화되어, 이 산화된 크롬 산화물은 일부가 용강 중을 하강하는 동안에 용강 중의 탄소에 의해 환원되지만, 대부분은 하방으로부터 취입되는 불활성 가스의 대류 현상에 의해 환원됨 없이 침적 관과 레이들 내벽과의 사이의 용강 면상에 부상하여, 슬래그 75를 형성하여 용강중으로부터 배출되어 크롬 분의 손실 량이 많아진다.

③ 이와 같은 산화 크롬을 포함하는 슬래그 75에 의해, 상기 침적관 72와 레이들 내벽간의 용강 면 상에 있어서는, 대기와의 접촉에 의해 냉각되며, 그 용강 면의 점성이 높아짐과 동시에, 슬래그 75 또는 지금 등이 그 주변에 부착하여 고착되므로, 정련 도중 및 종료 시의 샘플링 작업이 곤란해지거나, 정련 종료 시에 침적관 72를 레이들 70의 위치로부터 이동시키기 곤란해지는 등, 정련 작업이 장해가 된다.

④ 용강의 탈탄에 기여한 산소 가스 량과 용강에 취입된 전 산소 가스 량과의 비인 탈탄 산소 효율은, 진공조 73에 있어서의 진공도, 용강의 각반 상태 및 취입되는 산소 가스의 유량 등의 정련 조건에 의해 좌우되지만, 이와 같은 정련 조건이 적정하지 않고, 탈탄 산소 효율을 높은 레벨로 유지하는 것은 곤란하다.

또한, 상기 특개평 2-133510호 공보에 도시되는 바와 같이, 진공조(침적관)내에 차폐 체를 설치하여 산소의 취입으로 발생되는 용강의 스플랫쉬를 막아, 산소 랜스, 진공조 또는 배기 광으로 부착되는 스플랫쉬의 응고에 따른 지금의 부착, 퇴적을 방지하는 방법으로는 이하와 같은 문제가 있었다.

① 진공조 내의 배기 가스가 차폐 체간을 통과할 때, 배기 가스 중의 용강 비말 또는 그들의 응고하여 이루어진 분진이 차폐 체에 부착, 축적되어, 배기 가스의 유동 저항이 커지고 진공조 내의 압력 손실을 증대시킨다.

② 배기 가스의 통로가 되는 차폐 체간의 간격이 좁아지므로, 고 진공 도를 달성하기 위해 고출력의 진공 배기 장치가 필요하다.

③ 차폐 체간의 배기 가스 유로에 스플랫쉬와 스피팅에 의해 비산된 지금 등이 부착 퇴적하면, 구조가 복잡해지므로, 이 부착, 퇴적물의 제거 작업이 곤란해지므로 많은 시간과 수고를 요한다.

또한, 상기 특개소 61-37912호 공보에서 개시된 방법에서는 진공 정련의 생산성을 높이기 위해 고속으로 취산 정련을 실시하면, 스플랫쉬도 크게 증대되어, 35도에 도시한 바와 같은 이하의 문제점이 있었다.

① 용강 71의 스플랫쉬 자체의 발생은 억제할 수 있지만, 배기 가스 중에는 여전히 분진이 포함되어 있다. 이 때문에, 시간이 지남에 따라, 이 분진이 진공 배기 덕트 76내의 특히, 덕트 입구부 부근에 차례로 최적 되어 퇴적조 77을 형성하여, 유로가 폐쇄되거나, 또는, 통기 저항을 증대시켜서, 진공조 73에 있어서의 도달 가능한 진공도 레벨을 저하시킨다.

② 가스 냉각기 78에 분진이 흡입되므로, 가스 냉각기 78을 손상시키고, 설비 휴지와 보전 비용(maintenance)을 증대시킴과 동시에, 분진의 피복 층이 가스 냉각기 78내에 형성됨과 동시에 냉각 효율을 현저히 저하시키는 원인이 된다.

③ 진공 배기 덕트 76내에 일단, 분진의 퇴적층 77이 형성되면, 분진이 강하게 결합되므로, 이와 같은 분진을 제거하는데는 수작업이 요구되어, 제거 작업에 드는 부담이 커진다.

또한, 상기 특개소 61-37912호 공보에서 개시된 기술에서는 예를 들면 취산 탈탄 중에 형성된 크롬 산화물 (Cr₃O₃)이 침적 관으로부터 진공조 외로 유출되며, 이 Cr₃O₃는 고 융점이므로 레이들 상의 슬래그가 경화되며, 샘플링이 곤란해지는 등, 조업성의 악화됨과 동시에, 일단, 조(槽)외로 유출된 Cr₃O₃는 그 후의 탈탄 반응에 전혀 기여하지 않으므로, 필연적으로 탈탄 산소 효율이 저하된다는 문제가 있었다.

또한, 진공 하에 있어서의 취산 탈탄 정련 방법으로서, 알에이치(RH)-OB법이 널리 알려져 있으나, 이 방법에 의하여, 예를 들어, 스테인레스 강을 마무리 정련하는 경우에 있어서는, 취산 탈탄 이전에 Al을 용강에 첨가하고, 상향으로 분사된 산소에 의해 연소시켜 용강의 열 상승(Al 열 상승)을 수행할 때, 고 진공 하에서 Al 열 상승을 수행하면, 취산 제트에 의해 형성되는 용강의 홈 깊이(캐비티의 깊이)가 깊어지고, 취산 제트의 어택트에 의해 조 바닥 벽들을 손상시키는 현상이 우려되므로 고 진공 하에 있어서 Al 열 상승을 수행하는 것이 곤란했다.

또한, 직동형 침적 관형의 진공 정련 방법에 있어서는, 특개소 57-43924호 공보의 초 극저 탄소 고 Cr강의 제조 방법에서 볼 수 있는 바와 같이, 각반력 보호 지지지가 곤란해짐에 의한 탈 가스 기의 탈탄 속도에 한계가 있다는 문제가 있으며, 또한, 특개평 2-305917호 공보의 진공 정련 방법에 나타나는 바와 같은, 탈 가스기의 환원 속도를 향상시키려고 하면, 내화물 손상이 격화된다는 문제가 있었다.

또한, 취산 탈탄 후, 금속 산화물, 예를 들면, 크롬 산화물을 환원 회수하기 위해 Al을 환원제로 하여, 진공 조내의 용강에 투입하면, 테르미트 반응에 의해 발생되는 반응열에 의해 용강 온도가 상승되고, 또한 순간적으로 CO가스가 발생되는 환원 반응에 따라서 용강과 슬래그 비산(급작스러운 비등)이 발생되어 조 내 내화 물의 용손과 지금 및 슬래그의 부착에 의한 악화 등이 문제가 되었다.

본 발명은, 용강의 진공 탈탄 정련 방법 및 그 장치에 관한 것이며, 특히, 진공 조의 내벽, 산소 플랜스에 대한 스프랫쉬 부착을 억제함과 동시에 용강 중의 금속 산화 손실을 방지하는 용강의 정련 방법 및 그 장치에 관한 것이다.

도 1은 본 발명의 일실시 형태에 있어서의 스테인레스강의 진공 탈탄 정련 방법을 적용하는 진공 탈탄 정련 설비의 설명도이다.

도 2는 Al 열 상승 기간 중 및 탈탄 정련 기간 중의 산화된 크롬 전 중량(크롬 산화 손실) 및 스프랫쉬 발생 량과 G값과의 관계를 나타내는 도이다.

도 3은 열 상승기 및 탈탄 정련기에 있어서 G값의 추이를 비교 예와 비교한 도면이다.

도 4는 Wcao/WAl와 탈탄 산소 효율의 관계를 도시한 도면이다.

도 5는 Al 열 상승기의 침적 깊이와 탈탄 산소 효율의 관계를 도시한 도면이다.

도 6은 탈탄기의 침적 깊이와 탈탄 산소 효율의 관계를 도시한 도면이다.

도 7은 Al 열 상승기 중의 각반용 Ar가스 유량과 탈 탄소 효율의 관계를 나타낸 도면이다.

도 8은 탈탄기 중의 각반용 Ar 가스 유량과 탈탄 산소 효율의 관계를 도시한 도면이다.

도 9는 탈탄 정련 중의 용광중의 탄소 농도와 탈탄 속도와의 관계를 나타낸 모식도이다.

도 10은 탈탄 정련 중의 침적비(h/H)의 시간 변화를 도시한 모식도이다.

도 11은 탈탄 정련 중의 산소 가스 유량의 시간 변화를 도시한 모식도이다.

도 12는 탈탄 정련 중의 산소 가스 유량의 감소 속도의 시간 변화를 도시한 모식도이다.

도 13은 탈탄 정련 중의 불활성 가스 유량의 시간 변화를 도시한 모식도이다.

도 14는 탈탄 정련 중의 침적 관의 침적 깊이(h)의 시간 변화를 도시한 모식도이다.

도 15는 탈탄 산소 효율과 침적비(h/H)와의 관계를 도시한 모식도이다.

도 16은 탈탄 산소 효율과 고탄소 농도 영역의 불활성 가스 유량과의 관계를 도시한 도면이다.

도 17은 탈탄 탄소 효율과 탄소 가스 유량의 감소 속도와의 관계를 도시한 도면이다.

도 18은 K값과 탈 가스기의 탈탄 속도와의 관계를 도시한 도면이다.

도 19는 (A), (B) 본 발명의 일실시 형태에 있어서의 스테인레스강의 마무리 정련 시의 환원 처리 공정을 도시하는 도면(레이들벽 상부로의 슬래그 부착 경화가 있는 경우)이다.

도 20은 (A), (B),(C) 본 발명의 다른 실시 형태에 있어서의 스테인레스강의 마무리 정련 시의 환원 처리 공정을 도시하는 도면(레이들벽 상부로의 슬래그 부착 경화가 있는 경우)이다.

도 21은 환원 Al 투입 기간 중의 각반용 Ar 가스 유량과 크롬 산화물 회수 율의 관계를 도시한 도면이다.

도 22는 환원 Al 투입 후의 각반용 Ar 가스 유량과 크롬 산화물 회수 율과의 관계를 도시한 도면이다.

도 23은 슬래그 코팅을 실시한 진공 조 침적 관의 부분 단면도이다.

도 24는 본 발명의 일실시 형태의 진공 탈탄 정련 장치의 단면 측면도이다.

도 25는 도 24의 부분 단면 사시 도이다.

도 26은 도 24의 X-X선 단면도이다.

도 27은 본 발명의 다른 실시 형태의 진공 탈탄 정련 장치의 단면 측면도이다.

도 28은 도 27의 부분 단면 사시 도이다.

도 29는 도 27의 Y-Y선 단면도이다.

도 30은 버너를 배설한 실시 형태의 단면 평면도이다.

도 31은 덮개(Hood)부 표면 온도의 시간 변화를 나타낸 모식도이다.

도 32는 본 발명의 일실시 형태의 진공 정련 장치의 일부 단면 측면도이다.

도 33은 도 32의 평면도이다.

도 34는 더스트 포트의 부착 상태를 나타낸 측면도이다.

도 35는 종래 예의 진공 배기 더스트를 적용하는 진공 정련 장치의 단면 측면도이다.

본 발명은, 전술한 알에이치(RH)-브이오디(VOD)법 또는 하나의 다리를 가지는 직동형 침적 관을 가지는 진 공조로 이루어진 진공 정련 장치를 이용한 정련 방법에 의해 용강의 탈탄 취산을 수행할 때 발생되는 상기 문제점을 해결하는 것을 목적으로 한다.

즉, 본 발명은 용강 중의 탄소 농도가 고농도 영역에 있을 경우에도, 진공 조와 용강 침적 관의 내벽, 상향 분사 플랜스로의 스플랫쉬 부착을 억제함과 동시에, 강중의 금속, 예를 들면 크롬 산화에 의한 손실을 방지하면서, 침적관 및 레이들간의 슬래그 고착을 감소시키는 것을 감소시키는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 배기 가스의 유로 저항을 증대시킴 없이, 진공조 상부, 산소 랜스를 진공 탈탄 정련 중의 복사열(輻射熱)로부터 차단시킴으로써, 용강의 스플랫쉬에 따라서 분진이 진공 배기계로 침입하는 것을 억제하며, 또한, 진공 배기계의 분진에 의한 폐쇄를 방지하는 수단을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 고탄소 농도 영역의 탄산 탈탄 시에, 탄산 탈탄 중에 형성된 금속 산화물의 조외 유출을 방지하는 수단을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 Al 열상 시에 있어서, Al₂O₃이외의 금속 산화물의 생성과 다량의 지금 부착을 방지하는 Al의 첨가 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 용강 중의 금속 산화물을 방지하면서, 극저 탄소강을 효율적으로 제조하는 탈 가스 처리 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명은 상기와 같은 모든 목적을 하기 제시하는 방법 및 장치에 의해 달성하는 것이다.

우선, 본 발명은 전로 등에서 탈탄되어 탄소 함유량이 1중량 % 이하(이하, 성분의 %는 모두 중량 %를 나타낸다)의 범위로 조정된 용강을 직동형 진공 정련 장치의 진공조내를 향하여 형성된 진공조 침적관을 매개하여 장입하고, 이 진공조내에 있어서, 상기 함유 탄소량을 탈탄 반응이 상향 분사로부터 용강에 취입되는 산소 가스의 공급율속이 되는 반응 영역인 고탄소 농도 영역과, 탈탄 반응이 용강 중의 탄소의 이동율속인 반응 영역인 저 탄소 농도 영역으로 나누어, 각각의 진공조내의 진공도를 조정함과 동시에 상향 분사 랜스로부터의 산소 가스 유량을 각각의 영역에 적정한 양(취산 조건)이 되도록 규제하고, 상기 정련 장치의 레이들 저부의 노즐로부터 공급되는 불활성 가스의 유량도 마찬가지로 상기 양 영역에서 각각 규제하고, 탈탄 정련을 수행하는 정련 방법이다.

이와 같은 정련 방법에 의해 탈탄 산소 효율을 높임과 동시에 침적 관내의 스플랫쉬 발생과 침적 부의 슬래그로 인한 고착을 방지할 수 있다.

또한, 본 발명은 취산 탈산시, 특히, Al 열 상승을 수행하는 경우는, 이와 같은 Al 열 상승기와 특히 탄소 농도가 임계 탄소 농도 영역 이상의 영역인 취산 탈탄기인 진공조내의 진공 도를 하기 조건에 따라서 엄격히 규제한다. 이렇게 함으로써, 스플랫쉬에 의한 지금의 부착과 금속 산화를 방지할 수 있다.

Al 열 상승기 : G ≤ -20

취산 탈탄기 : -35≤ G ≤-20

G = 5.96×10^-3× T·ln(P/Pco)

여기에서, Pco = 760·〔10^{(-13800/T+8.76)}〕·〔%C〕/〔%Cr〕

P: 760 미만

단,

T: 용강 온도(K)

P: 조내 진공도(Torr)

예를 들면, 강이 〔%C〕: 0.1%, 〔%Cr〕: 3%, 잔부 Fe의 성분을 가질 경우, T = 1700℃으로 하면, Pco = 1476 Torr 으로 한다. 여기에서, G = -20으로 제어하기 위해서는 P를 270 Torr으로 유지하면 된다. 또한, 강이 〔%C〕: 0.1%, 〔%Cr〕: 12%, 잔부 Fe인 경우, T = 1700℃로 하면, Pco = 370Torr으로 한다. 여기에서 G = -20으로 제어하기 위해서는 P를 67Torr로 유지하면 된다.

또한, Al 열 상승기에 Al과 함께 생 석회를 Al 첨가량(kg)의 0.8∼4.0배의 양을 투입하고, 고탄소 농도 영역의 탄소 탈탄기에 있어서도 생 석회 등의 슬래그성분을 투입하여 슬래그 두께 100∼1000㎜로 보존하는 것도 스플랫쉬 방지, 슬래그 연화의 촉진에 효과가 있다.

또한, 상기 Al 열 상승기 및 취산 탈탄기에 상기 침적관에 침적되는 용강의 침적 깊이를 각각 200∼400㎜ 및 500∼700㎜의 범위로 조정함으로써, 금속 산화물(예를 들면, 스테인레스 강 정련에 있어서는 Cr₂O₃)의 강 중 탄소와의 반응에 의해 환원을 촉진시키고, 이렇게 함으로써, 탈탄 산소 효율을 높은 수준으로 유지시킬 수 있다.

또한, 본 발명은 취산 탈탄 후, 감압하에서 탈 가스 처리를 수행하는데, 취산 탈탄에 의해 탈소 농도가 0.01%에 가까운 범위가 된 용강에, 침적관내 진공 도가 10∼100Torr의 범위의 분위기에서, K값을 0.5∼3.5의 범위가 되도록 레이들 저부로부터 불활성 가스를 취입하여 용강을 각반 한다.

K = log (S·H_v·Q/P)

단,

K : 기포 활성 면의 각반 강도

S : 기포 활성 면적(㎡)

H_v: 불활성 가스 취입 깊이(m)

Q : 취입 불활성 가스 유량(Nl/min/Ton-steel)

P : 조내 진공도(Torr)

이 탈 가스 처리법에 의해 실질적인 가스 메탈 반응 계면인 기포 활성 면에서의 계면 갱신을 유지하고, 도달 탄소 농도가 10ppm 이하가 되는 고 순도 용강의 제조를 효과적으로 수행할 수 있다.

또한, 탈 가스 처리 후, 환원용 Al을 투입하여 취산 중에 생성된 금속 산화물(예를 들면, 스테인레스 강 정련에서의 Cr₂O₃)을 환원하고, 금속을 회수할 필요가 있는 경우에는, 환원용 Al의 투입 기간 중에 각반용 불활성 가스 량을 진공도 400Torr 이하의 저 진공도 분위기에 있어서 0.1∼3.0Nl/min/t, 환원용 Al의 투입 종료 후는 5∼10Nl/min/t의 범위에서 용강에 취입한다. 이와 같은 불황성 가스 취입 방법에 있어서, 용강 온도의 급격한 상승과 급작스러운 비등의 발생을 방지함과 동시에, 환원기에 발생되는 질소 픽업을 방지할 수 있다.

본 발명은 또한, 본 발명의 주요한 과제인 진공 조와 용강 침적 관의 내벽에 스플랫쉬와 급작스러운 비등 현상으로 발생되는 비말(용적)과 비말이 응고된 분진이 부착되는 것을 억제할 수 있는 진공 탈탄 정련 장치를 제공하는 것이지만, 그 특징은 하기와 같이 구성된다.

진공 조의 덮개(Hood) 부근의 상부조 측벽에 적어도 하나의 버너를 설치하고, 진공 조의 하부 조에 침적 관의 내경보다 큰 내경의 공간 부를 설치함과 동시에, 상부 조와 하부 조 사이에서 부착 지금을 용융하는 정도의 복사열을 받는 장치에 있어서, 각 조의 내경 보다 작으며, 상향 분사 랜스의 외경 보다 큰 내경의 공간 부를 중앙에 가진 차폐 부를 진공 조의 측벽과 일체로 설치한다.

진공 조를 상기 구성으로 함으로써, 하부 조 측벽부의 내화 물은 상향 분사랜스로부터의 취산 및 탈탄 반응에 의해서 발생되는 화점 부근의 고온 영향을 피할 수 있으며, 또한, 차폐 부에 부착된 지금을 복사열로 용융할 수 있다. 또한, 차폐 부에 부착되지 않고 상조부 또는 상승하여 덮개 부근에 부착된 스플랫쉬에 동반된 분진은, 상기 버너에 의해서 용융되어져 하방으로 흘러내려 제거된다.

또한, 진공 조와 배기 가스를 냉각하는 가스 냉각기와의 사이에 배치되는 배기 덕트를, 진공 조 상조부에 마련된 덕트 입구로부터 상방향을 향하여 경사되는 상승 경사부와 이 상승 경사부의 정상부로부터 하방향을 향하여 경사되는 하강 경사부로 구성된 것으로, 배기 덕트에 배기 가스와 함께 침입된 비말과 분진은 배기 덕트 중에 퇴적됨 없이 하부 경사부의 하방향에 설치된 덕트 스폿 중에 모여지게 된다.

상술한 바와 같이, 본 발명의 주요한 과제는 정련 과정에서 발생되는 스플래쉬 또는 급작스러운 비등 현상 등을 적극적으로 방지하면서, 탈탄 산소 효율을 상승시키는데 있으나, 예를 들어, 스플랫쉬가 발생 되더러도, 스플랫쉬 등에 의한 비말과 분진을 효과적으로 회피 또는 제거하는 수단을 제공하는 것이므로, 진공조내의 진공도를 항상 원하는 값으로 유지할 수 있어서, 안정된 조업을 가능하도록 할 수 있다.

이하, 첨부된 도면을 참조하면서, 본 발명을 실시하기 위한 가장 양호한 형태에 대해 설명한다.

우선, 본 발명의 방법을 실시하기 위해 이용하는 진공 탈탄 정련 설비에 대해 설명한다.

도 1에 도시한 바와 같이, 진공 탈탄 정련 설비 10은 원통 형상의 내화물로 이루어진 진공조 15와 용강 11을 보호 지지하는 레이들 13과 진공조 15내를 배기 하는 배기 장치 16으로 구성되어 있다.

진공조 15의 하부 조는 상기 용강 11중에 침적되는 침적관 14를 형성하고, 상부 조의 덮개에는 산소 가스를 용강 11중에 취입하기 위한 상향 분사 랜스 18이 승강 자재로 설치되어 있다.

진공조 15에는 또한, 진공조 15를 상하로 이동시키는 승강 구동 장치 17에 설치되고, 레이들 13의 저부에 불활성 가스를 용강 취입하는 노즐(폴러 스프래그)19가 설치되어 있다.

그리고, 상향 분사 랜스 18을 매개하여 취입되는 산소 가스의 유량을 제어하기 위한 산소 가스 제어 밸브 20이 상향 분사 랜스 18의 송입측에 배치되어, 불활성 가스 취입 노즐의 송입측(送入側)에는 불활성 가스의 유량을 제어하기 위한 불활성 가스 유량 제어 밸브 21이 설치되어 있어서, 제어 장치 23 등을 매개하여 각각의 유량을 조정한다.

또한, 진공관 15 또는 배기계의 소정 개소에는 진공조 15내의 진공도를 측정하기 위한 진공도계 22가 부착되어 있다.

이 진공도계 22에서 측정된 진공 도에 대응된 신호, 침적관 14와 레이들 13간의 상태 위치의 신호, 및 용강 11중의 탄소 농도의 신호등이 제어 장치 23으로 입력되어, 제어 장치 23에서는 이들의 입력 신호 및 후술하는 작동 순서 등에 따라서 배기 장치 16 및 승강 구동 장치 17을 제어하여 필요한 동작을 수행할 수 있도록 되어 있다.

또한, 상기 용강 11중의 탄소 농도를 구할 때에는, 직접적으로 용강 11의 탄소 농도를 측정해도 좋으며, 정련 전의 탄소 농도 및 배기 가스 중의 CO가스 농도의 변화 이력에 근거하여 계산할 수도 있다.

또한, 미리 처리 공정마다의 탄소 농도에 대한 시간 변화를 구해 두고, 이들에 따라서 특정 시각에 따른 탄소 농도를 추정하는 것도 가능하다.

레이들 13은, 알루미나 실리카질 등의 내화 물로 내부가 코팅된 원통 형상의 용강 용기이다.

본 발명은 이와 같은 창치를 이용하여 감압하에서 용강의 탈탄 정련을 수행하는 것인데, 그 일련 공정으로서 스테인레스강의 마무리 정련 공정으로서, Al 상승열- 취산 탈탄- 탈 가스- 필요에 따라서는, Al 환원을 수행함으로써, 탄소 농도를 소정 농도까지 탈탄 정련하는 공정을 예로 들어 이하 설명한다.

우선, Al 열 상승 및 그 후속 공정으로 이루어지는 취산 탈탄 공정에 대해 설명한다.

레이들 13내의, 예를 들어, 크롬 농도가 16%, 탄소 농도 0.7%인 스테인레스 용강 11내에 진공조 15의 하부에 배설된 용강 침적관 14을 침적한 후, 이 진공조 15내를 배기 장치 16에 의해 배기하여, 진공조내의 진공도 P를 소정 레벨로 유지한다. 이렇게 함으로써, 침적관 14내의 용강 11이 밀려 올라가 용강 면이 상승하여 도 1에 도시한 침적관 14의 침적 깊이(h) 및 레이들 13내의 용강 깊이 H가 변화된다.

그 후, 진공조내에 알루미늄Al을 첨가하고, 이어서, 취산 랜스 18에 의해 침적관 14내의 용강 11에 산소 제트 24를 분사하여 취산을 수행함으로써, 용강 11의 열 상승과 탈탄 정련을 수행한다.

본실시 형태에 있어서는, 이 용강 11의 열 상승과 탈탄 정련 시에, 초기의 Al연소 기간중(열 상승기)에 있어서, 하기 (1)식으로 나타나는 G값을 -20이하로 함으로써, 취산 중의 크롬 산화의 과잉한 생성을 억제한다.

G = 5.96×10^-3× T×ln(P/Pco) ……(1)

단,

Pco = 760 ×〔10^{(-13800/T+8.76)}〕×〔%C〕/〔%Cr〕

P : 760 미만

여기에서,

T: 용강 온도(K)

P: 조내 진공도(Torr)이다.

스테인레스강의 용강 진공 탈탄 정련에 있어서는, 이하의 (2)식으로 나타나는 Hilty의 평균 식에 있어서 우선 탈탄 영역을 확보할 수 있는 범위로 조업을 수행하는 것이 중요하다.

log(〔%Cr〕·Pco/〔%C〕) = -13800/T+8.76 ……(2)

감압하에서의 정련에 있어서, 상기 (2)식을 적용할 때에 중요한 조업 인자로 하는 것은, 조업 진공도로 대표되는 분위기 중의 CO 분압(P_co)이며, 이것에 덧붙여 용강 온도(T) 도 매우 중요한 요소로서 들 수 있다. 따라서, 취산 탈탄기의 크롬 산화 억제에는, 크롬과 탄소보다도 산소와의 친화력이 강한 Al 등을 사전에 투입한 후에 산소 분사를 수행하고, 그 산화 열에 의해 용강 온도를 상승시키는 것이 유효하다.

그러나, 이 Al 열 상승 중에도, 크롬 산화는 생성될 수 있으므로, 이 열 상승 기간 중의 크롬 산화 방지가 취산 전반으로서의 크롬 산화, 즉 취산 정지 후의 환원제원 단위의 저감을 위해서는 중요한 요인이었다.

따라서, 본 발명에 있어서, 열 상승 탈탄 정련 중의 크롬 산화 방지를 위해서, Al 열 상승기의 진공 도를 최대한 고 진공 측으로 보존하고, 이들에 의해 이 기간 중에 순수히 Al만을 연소시키는 것이다.

즉, Al 열 상승 기간 중에 있어서는, 상기(1) 식으로 나타나는 G값을 -20이하의 값으로 보존되도록 조내 진공 도를 제어함으로써, 이 열 상승 기간 중의 크롬 산화를 방지한다. 이렇게 하는 이유는, 상기 G값을 -20이하로 유지함으로써, 2도의 실선에 나타내는 바와 같이, 크롬 산화 손실을 적어도 Al 또는 탄소 연소를 촉진시킬 수 있기 때문이다.

여기에서 열 상승용 Al은 열 상승 취산 중에 분할하여 투입하는 것이 바람직하다. 그 이유는, 취산 전에 일괄 투입하여, 용강 중에 Al을 용해시킨 상태에서 산취 열 상승을 수행하면, 열 상승기간 중에 일시적으로 진공조내 용강 중의 Al이 고갈되고, 예를 들어, G값을 -20이하로 하더라도 크롬 산화를 일으키는 상태가 될 수 있기 때문이다.

또한, 취산기에 침적 관내로 빨려 올라간 용강 면과 진공조내의 덮개 부까지의 거리(플리 보오드)로서는 6m이상을 확보하는 것이 바람직하다. 이것은 Al 열 상승기에 있어서의 스핏팅과 나아가서는 그 후의 탈탄 정련기에 발생되는 스프랫쉬의덮개부까지의 도달을 방지한다는 관점으로 인한 것이다.

또한, 이 경우의 「열 상승기」란, 취산 개시로부터 하기 (3)식으로 나타나는 산소의 적산 량까지의 취산이 진행된 시점까지를 가리킨다.

열 상승기 취산량(N㎥) = 투입 Al량 (kg) × Al품위 × 33.6/54 ……(3)

또한, 열 상승 종료 후의 탈탄 정련 기간에 있어서는, G값을 -35∼-20의 범위로 한다. 이것은, 전술한 바와 같이, 도 2의 실선으로 도시하는 바와 같이 G값이 -20을 넘는 경우의 진공 도에서는 크롬의 산화가 촉진되기 때문이며, 반대로 도 2의 점선으로 도시한 바와 같이 다량의 스플랫쉬의 발생을 일으키고, 현저한 조업의 악화를 초래하기 때문이다.

상기 각기에 있어서의 G값을 소정 치로 조정하기 위해서는 진공도계 22로 진공도 P를 구하고, 또한 처리 전 온도에서 예측되는 탄소 농도별의 온도 이력에 따라서 용강 온도 T를 미리 정하여 제어 장치 23에 있어서 상기 (1)식에 근거하여 G값을 구하고, 그 결과 상기 진공도 P를 조정하여 G값이 상기 범위 내에 포함되도록 한다.

또한, 본 발명에서는 Al 열 상승으로 인하여 생성된 Al₂O₃의 조외 유출에 기인한 조업 트러블을 회피하기 위해, 열 상승시 열 상승 Al의 첨가량 W_A1(kg)에 대해, 0.8W_A1∼4.0W_A1(kg)상당의 생 석회(CaO)를 투입한다.

본 발명에 의한 진공 탈탄 정련 방법에 있어서는, 이후의 탈 가스 처리를 수행하기 전에 생성 슬래그를 조외로 배출할 필요가 있으나, 상기 Al 열 상승에 의해생성된 Al₂O₃가 그대로 단독으로 조외로 유출되어 버리면, Al₂O₃자체는 극히 고융점의 산화물이므로, 레이들상에 부상된 슬래그는 조기에 경화되고, 샘플링이 곤란해질 뿐만 아니라, 침적관과 레이들이 고착되는 등의 사태를 초래하게 된다.

따라서, 상기와 같은 조업 트러블을 방지하기 위해서, Al 열 상승기 있어서, 상기 상당량의 CaO를 투입하고, 저 융점 화합물인 칼슘 알미네이트 화합물(12CaO·7Al₂O₃)을 형성함으로써, 슬래그의 액상 율을 향상시키고, 상기와 같은 조업 트러블을 방지할 수 있게 된다.

여기에서, CaO첨가량이 0.8W_A1(kg)미만이면, 칼슘 알미네이트의 생성량이 부족하고, 고 융점 산화물인 Al₂O₃단독 상이 다량으로 석출되므로 슬래그의 용융화가 불충분하다. 반대로, CaO 첨가량이 4.0W_A1(kg)을 넘으면, 칼슘 알미네이트의 생성은 충분하지만, 이것도 고 융점 산화물인 CaO 단독 상의 다량 석출에 기인하여 유출 슬래그의 경화가 촉진될 뿐 아니라, 침적 관내의 슬래그 양 자체가 과잉으로 증대되어, 그 후에 수행되어야 할 취산 탈탄기에 있어서, 상향 분사 산소 제트가 강 용면에 도달되는 것을 저해하여, 결과적으로는 탈탄 산소 효율의 저하를 초래한다.

또한, 상기 Al 열 상승기에 있어서, 진공조 침적관의 용강 중으로 침적되는 깊이는 200∼400mm 의 범위로 하는 것이 바람직하다. 이것은, 취산 열 상승에 의해 생성된 Al₂O₃과 CaO를 침적관 용강내에서 적절하게 접촉시켜, 칼슘 알루미네이트 화합물의 생성을 촉진시키기 위해서이다. 침적 깊이가 200mm 미만이면, 도 5에 도시한 바와 같이, 침적관 용강내에서 Al₂O₃와 CaO와의 접촉 시간이 짧고, 칼슘 알루미네이트 화합물을 생성하기 이전에 외부로 배출되어 버리므로, 레이들상의 슬래그가 경화되어, 샘플링성의 악화 등을 초래한다. 반대로, 침적 깊이가 400mm을 넘으면, 칼슘 알루미네이트 화합물의 침적관 내에서의 체류 시간이 길어지고, 침적부 내화물의 용손(溶損)을 조장함과 동시에, 그 후의 취산 탈탄기에 있어서, 침적부내의 잔류 슬래그 량이 과잉되어, 취산 제트가 용강에 도달하는 것이 저해되므로, 탈탄 산소 효율 저하를 초래한다.

또한, 상기 Al 열 상승 후에 수행되는 취산 탈탄기에 있어서, 탈탄 산소 효율을 높은 수준으로 유지하면서, 다량의 스플랫쉬 발생을 방지하기 위해서는, 탄소 농도가 임계 탄소 농도(0.1∼0.3wt%)이상인 고 탄소 농도 영역에서 상기 G값을 -35∼-20의 범위로 한 후, 이하의 조건을 만족하도록 하는 것이 바람직하다.

그 조건은,

① 기포 활성 면을 전 용강 표면적의 10% 이상, 산소 분사 면의 100%이상인 영역으로 하는 것.

② 탄소 농도가 임계 탄소 농도 이상인 고 탄소 농도 영역에서, 침적관이 용강에 침적된 깊이를 500∼700mm의 범위로 하고, 진공조 덮개 부에 설치한 취산 랜스로부터, 산소 가스 유량을 3∼25N㎥/h/t의 속도로 용강을 향하여 분사하면서, 레이들 저부로터의 각반용 불활성 가스 유량을 0.3∼10N1/min/t, 바람직하게는 0.3∼4N1/min/t의 범위로 유지 할 것.

③ 고 탄소 농도 영역에서 생 석회 등을 일괄 또는 분할하여 첨가하고, 참적관내의 용강 표면에 진정(鎭靜)상태 환산으로 두께 100∼1000mm의 슬래그를 보존할 것.

④ 그 후의 0.1∼0.3wt% 부터 0.01wt% 까지의 저 탄소 농도 영역에 있어서는, 조 내 진공 도를 연속적으로 고 진공도 측으로 추이시키면서, 상기 산소 가스 유량을 매분 0.5∼12.5N㎥/h/t의 감소 속도로 저감시킴과 동시에, 상기 불활성 가스 유량을 0.3∼10Nl/min/t, 바람직하게는, 5∼10Nl/min/t의 범위로 하고, 상기 침적관의 침적 깊이를 소정 범위 내에서 증가할 것이다.

대기압 하, 진공 하에 관계없이, 용강의 취산 탈탄 정련은 강욕(鋼浴)에 공급된 산소에 의해 욕 중의 금속 원소(철과 크롬 등)가 일단, 산화되어 금속 산화물(FeO와 Cr₂O₃등)을 형성하고, 그 후에 이 금속 산화물이 용강 중의 탄소에 의해 환원됨으로써, 탈탄 반응이 진행되는 것은 주지된 바 있다.

이 가운데, 스테인레스 용강 등으로 대표되는 크롬 함유 용강의 취산 탈탄 정련에 있어서는, 크롬 산화물 (Cr₂O₃)의 생성이 주체인 것이 주지되어 있다. 이 Cr₂O₃은 고 융점의 산화물이므로, Cr₂O₃의 존재는 슬래그의 액상 율을 현저히 저하시키게 된다.

본 발명의 용강에 대해서, 하나의 다리를 가진 직동 원통형의 진공조 하부를 용강에 침적한 후, 이 진공조 내를 감압하고, 취산 탈탄 정련을 수행하는 방법으로는, 침적 관내에서 일단 형성된 Cr₂O₃가 용강 중 탄소와의 환원이 불충분한 채 조기에 침적관외로 배출되어 버리면, 레이들상의 슬래그는 정지 상태이므로, 용강 중 탄소에 의한 환원 반응은 이루어질 수 없다.

이로 인하여, 결과적으로 다량의 크롬 산화 손실을 초래할 뿐만 아니라, 레이들 상의 슬래그는 극히 Cr₂O₃릿치한 상태가 되고, 예를 들어, 상기 칼슘 알루미네이트의 형성이 이루어졌다고 하더라도 레이들내 용강 표면의 슬래그는 현저히 경화가 진행되고, 샘플링 작업이 곤란해지는 등의 작업성이 악화되어진다.

따라서, 취산 탈탄기에 발생되는 크롬 산화 손실을 방지하고, 탈탄 산소 효율을 높은 수준으로 유지한 효율적인 취산 탈탄을 수행하기 위해서는, 진공조 침적 관내에 있어서, 취산에 의해 생성된 금속 산화물(본 발명에서는 스테인레스강의 취산 탈탄 정련을 예로 들어, Cr₂O₃로서 이하 설명한다)과 용강 중 탄소와의 접촉 기회를 최대한 증대시켜, 침적관 내에서의 환원 반응을 촉진시키는 것이 중요하다.

이를 위하여, 조건의 하나로서, 본 발명은 취산 탈탄기에 형성되는 기포 활성 면을 전 용강 표면적의 10%이상으로 하고, 산소 분사 면의 100%이상의 영역으로 한다.

이것은 용강 표면 중 가장 활성적인 반응 사이트인 기포 활성 면에서 Cr₂O₃을 생성시킴으로써, Cr₂O₃입자를 미세화 시키고, 용강 중 탄소와의 접촉계 면적을 증대시키기 때문이다. 기포 활성 면의 형성이 전 용강 표면적의 10% 미만인 경우에는, 이 미세화 자체가 진행되지 않아서, 생성된 Cr₂O₃는 조대립(粗大粒)상태이므로,결과적으로 침적관 내에서의 반응이 불충분한 채로 Cr₂O₃가 조 외로 배출되므로, 크롬 손실 증대와 작업성 악화가 문제시된다. 또한, 기포 활성 면의 형성이 산소 분사 면의 100%미만인 경우에도, 마찬가지로 생성 Cr₂O₃조대화에 따른 문제점이 발생된다.

또한, 본 발명에 있어서, 탈탄 정련되어야 할 상기 용강의 함유 탄소 농도를 임계 탄소 농도를 경계로 하여 고 탄소 농도 영역과 저 탄소 농도 영역의 두 가지 영역으로 나누어, 각각의 영역에서의 최적 산소 가스 유량(송산(送酸) 속도), 산소 가스 유량의 감소 속도, 각반용 불활성 가스 유량, 진공 조의 진공도 및 침적 관의 침적 깊이(침적비) 등을 규명했다.

일반적으로 취산 탈탄 정련 반응은 도 9에 도시한 바와 같이, 탈탄 속도(-d〔C〕/dt)가 산소 가스 공급 속도에 지배되는 고 탄소 농도 영역(산소 공급 률(供給律) 속역(速域))과 용강 중 탄소의 이동 속도에 지배되는 저 탄소 농도 영역(강 중 탄소 이동 률 속역)으로 구별된다.

진공 하에서의 스테인레스 용강의 취산 탈탄 정련에 있어서, 이 산소 공급 률 속역으로부터 강 중 탄소 이동 률 속역으로 천이 되는 임계 탄소 농도(〔%C〕*)는 함유 크롬 농도와 조업 조건에 의해 약간의 차이는 생기지만, 대략 0.1∼0.3wt%의 범위에 존재한다.

본 발명에 있어서, 고 탄소 농도 영역에서의 탄소 가스 유량을 3∼25N㎥/h/t로 한 것은, 고 탄소 영역에서의 산소 가스 유량이 3N㎥/h/t보다 작으면, 용강의탈탄 속도가 저하되어, 정련 시간이 길어지므로 생산성이 저하되는 경향이 있기 때문이다.

한편, 산소 가스 유량이 25N㎥/h/t을 넘으면 탈탄 반응에 따르는 CO가스 발생 속도가 과잉으로 증대되어, 대량의 스플랫쉬가 발생되기 쉽고, 이와 같은 스플랫쉬 발생에 따르는 이득 율(Yeild) 저하 등의 악영향을 초래하거나, 환원제로서 작용되어야 할 용강 중의 탄소를 침적관내로 공급할 때, 금속 산화물의 생성 속도가 과잉되어짐에 따른 크롬 손실의 증대 등이 발생되므로 바람직하지 않다.

또한, 고 탄소 농도 영역에서의 각반용 불활성 가스 유량이 0.3N1/min/t 보다 적으면, 침적 관내의 용강과 레이들의 용강의 순환이 악화되어, 혼합 특성이 저하됨으로써, 탈탄 산소 효율 저하 및 크롬 손실 증대를 초래한다.

그러나, 각반용 불활성 가스 유량이 10N1/min/t를 초과하면 침적관내에 생성된 금속 산화물의 조기 조 외 유출에 의한 폐해가 발생되거나, 침적관의 내화 물의 손상을 현저히 촉진시키게 되므로 바람직하지 않다. 여기에서 각반용 불활성 가스 유량의 바람직한 상한 치는 4.0N1/min/t이다.

진공 하에서 취산 탈탄 정련을 수행하는 경우에는, 고 탄소 농도 영역에서의 스플랫쉬 발생이 조업의 안정화를 도모를 저해하는 가장 큰 문제이다. 고 탄소 농도 영역은 이른바 "탈탄 최성기" 이며, 이 기간 중의 CO 가스 발생이 가장 활발하며, 이로 인하여 스플랫쉬 발생도 유발된다. 따라서, 스플랫쉬 발생을 방지하고, 지금 부착이 적은 취산 탈탄 정련을 수행하기 위해서는, 이 고 탄소 농도 영역에 있어서의 스플랫쉬 방지가 매우 중요하다.

본 발명에 있어서는, 고 탄소 농도 영역에서의 취산 탈탄기에 있어서, 생 석회 등을 일괄 또는 분할하여 조 내에 첨가하고, 상기 침적 관내의 용강 표면에 진정 상태 환산으로 두께 100∼1000㎜의 슬래그를 보존한 상태로 취산 탈탄 처리를 수행한다.

취산 탈탄에 의해 생성되는 스플랫쉬는 방향 분사 제트가 반사되어 튀어 오름과 용강내에서 발생된 CO기포의 용강 표면에서의 파열(파포)에 의해 유기되는 것임이 주지되어 있다. 또한, 이 스플랫쉬의 도달 높이는 발생 시의 초기 속도(초속)와 CO가스 발생 속도(즉, 배출 가스 속도)에 지배된다. 따라서, 스플랫쉬 도달 높이를 억제하기 위해서는, 취산 속도 그 자체를 속도 저하하는 것이 유효하지만, 이 취산 속도의 저하는 직접 처리 속도의 저하를 초래하므로 고 생산성을 유지한다는 관점에서는 유효한 수단이 될 수 없다. 따라서, 고 생산성을 유지하면서, 스플랫쉬의 도달 높이 및 비산 거리를 억제하기 위해서는, 스플랫쉬 생성 직후의 초속을 억제하는 것이 중요하다.

본 발명은, 또한, 스플랫쉬 발생 직후의 초속을 완화하기 위해서, 용강 표면상에 적절한 슬래그 층을 형성하는 것이며, 이렇게 함으로써, 스플랫쉬 립이 슬래그 층을 통과할 때, 그 에너지를 줄여, 그 후의 비산 움직임을 현저히 완화시킨다.

여기에서 진공조내의 용강 상에 보존해야 할 슬래그 층 두께로서는, 침적 관내의 용강 표면에 진정 상태 환산 100∼1000㎜로 하는 것이 바람직하다. 이것은, 슬래그 층 두께가 100㎜ 미만이면, 발생된 스플랫쉬의 에너지 저감이 적고, 그후의 비산 움직임 완화가 불가능해지기 때문이며, 반대로, 1000㎜를 초과할 경우, 상향분사 취산 제트가 용강 면 그 자체로 도달되는 것이 저해되므로, 결과적으로, 탈탄 산소 효율의 저하를 초래하기 때문이다.

용강 표면 상에 적층되어야 할 슬래그 조성은, 취산 탈탄시에 있어서의 스플랫쉬 립의 발생이 가장 활발한 탄소 온도가 임계 탄소 농도 이상인 고 탄소 농도에 있어서, 생 석회 등의 슬래그 원료를 일괄 또는 분리하여, 진공조내에 첨가함으로써 얻어지는데, 그 조성으로서는 (%CaO)/(%SiO₂) = 1.0∼4.0, (Al₂O₃%) = 5∼30%, (Cr₂O₃)≤40%로 하는 것이 바람직하다. 이것은, 침적관 내화 물을 보호하고 커버 슬래그의 경화를 방지하기 위한 것이며, 커버되어야 할 진공조내의 슬래그가 경화되면 슬래그의 스플랫쉬 억제 효과가 현저히 감소될 뿐만 아니라, 상술한 바와 같이, 그 후의 조 외 유출 시의 레이들 슬래그의 조기 경화를 촉진시키기 때문이다. 즉, (%CaO)/(%SiO₂)가 1.0미만인 경우에는, 스플랫쉬 방지 효과를 얻을 수 없으면서도, 내화물의 용손이 현저히 진행되며, 반대로, (%CaO)/(%SiO₂)가 4를 초과하면, 예를 들어, 기타 슬래그 성분이 상기 범위 내에 있더라도 슬래그가 경화되고, 스플랫쉬 커버 효과가 삭감되어, 결과적으로는 다량의 지금 발생을 초래하게 된다. 또한, (%Al₂O₃)농도가 5%미만인 경우도 마찬가지로, 슬래그 고화에 의한 다량의 스플랫쉬가 발생되므로 바람직하지 않고, 반대로, 30%를 초과하면 내화물의 용손이 현저히 진행되게 된다. 또한, 스테인레스 강 등을 용제할 때, 슬래그 중의 Cr₂O₃농도가 40%를 초과하는 경우에도, 슬래그 경화의 관점에서 보아 바람직하지 않다.

또한, 본 발명의 취산 조건에서 나타나는 특징은, 저 탄소 농도 역에 있어서의 산소 가스 유량(流量)(송산 속도)의 감소 속도에 있다. 종래 기술에서는 상기 영역의 상기 감소 속도에 대해서는 충분히 고려되지 않았으나, 본 발명에서는 도 17에 도시한 바와 같이 상기 감소 속도를 매분 당 0.5∼12.5N㎥/h/t 의 범위로 설정함으로써, 매우 효과적인 조업이 가능해졌다.

즉, 저 탄소 농도 영역에 있어서의 산소 가스 유량의 감소 속도가 0.5 N㎥/h/t/min보다 낮으면, CO 가스 발생 량의 감소 대가 적어지므로 스플랫쉬의 발생 량이 과잉된다. 또한, 산소 가스의 공급 과잉에 기인한 크롬 산화 량이 증대되게 된다.

한편, 상기 감소 속도가 12.5N㎥/h/t/min을 넘으면, 저 탄소 농도 영역에 있어서의 탈탄 산소 효율이 저하됨과 동시에, 산소 가스 유량의 저하가 지나치게 빠르므로, 저 유량에서 취산하는 시간이 길어지며, 결과적으로 생산성 저하 경향이 두드러지므로 바람직하지 않다.

상기 저 탄소 농도 영역에 있어서는, CO 가스의 발생 속도도 점차 저하되므로, 스플래쉬의 발생 자체도 감소되고, 조업의 안정 화면에서도 큰 문제가 되지 않는다.

또한, 상술한 바와 같이, 저 탄소 농도 영역에서의 탈탄 반응은 “강 중 탄소 이동률 속역”이므로, 탈탄 산소 효율을 높은 수준으로 유지시키기 위해서는 고 탄소 농도 영역 이상으로 용강 중 탄소의 물질 이동을 촉진시킬 필요가 있으며, 그 후의 탈 가스 처리를 효율적으로 수행하기 위해서는, 고 탄소 농도 역에서 스플랫쉬 억제를 위해서 이용한 짐적관내의 커버 슬래그를 저 탄소 온도 역에서의 취산 탈탄 기간 중에 최대한 조 외로 배출시킬 필요가 있다.

본 발명에 있어서, 상기 산소 가스 유량의 연속적인 저하에 대비하여, 각반용 불활성 가스 유량을 0.3∼10N1/min/t, 바람직하게는 저 탄소 농도 영역에 있어서, 5∼10N1/min/t의 범위로 하고, 또한, 침적관의 침적 깊이를 소정 범위 내에서 증감시킨다.

이것은, 취산에 의해 생성된 금속 산화물 Cr₂O₃로의 용강 중의 탄소 공급을 보다 활발하도록 함으로서 탈탄 반응을 보다 효과적으로 수행하기 위해, 또한, 슬래그의 배출을 촉진시키기 위해서이며, 그 저 탄소 농도 역에 있어서의 각반용 불활성 가스 유량이 0.3N1/min/t미만이면, 각반력 부적으로 인하여 조 내에 생성된 Cr₂O₃으로 공급되는 탄소량이 부족해짐에 따른 탈탄 산소 효율 및 크롬 손실의 증대, 또한, 슬래그 배출이 불충분함에 따른 그 후의 탈 가스 공정에서의 반응 효력의 저하를 초래하므로 바람직하지 않다.

또한, 10N1/min/t를 넘으면 불황성 가스 공급을 수행한 경우에는 조 내로의 탄소 공급 효과는 그다지 향상되지 않고, 가스 어택의 격화에 의한 침적관의 내화물 손상을 조장하게 되므로 바람직하지 않다.

또한, 상기 Al 열 상승기 및 고 탄소 영역에서의 슬래그 조성 제어를 수행해도 정련 진행에 따라서 조 외로 배출되어 레이들위에 부상된 슬래그는 대기와 접촉함으로써 부분적으로 냉각 경화가 진행된다.

따라서, 경우에 따라서는 부분적으로 침적관과 레이들이 고착되는 경우가 발생된다. 본 발명에 있어서는 이와 같은 현상을 방지하기 위해, 저 탄소 농도 영역에 있어서 침적관의 침적 깊이를 소정 범위 내에서 증감시킨다.

이렇게 함으로써, 레이들상 용강 면의 유동이 발생되고 용강으로부터 레이들상의 슬래그로의 전열이 촉진되어, 슬래그 재융체화(再融體化)가 발생됨으로써, 샘플링 작업이 용이해질 뿐만 아니라, 침적관과 레이들의 고착을 전혀 발생되지 않도록 한다. 또한, 이 증감 조작은 침적관의 침적 깊이(h)와 레이들내 용강 깊이(H)와의 관계에 있어서, h/H : 0.1∼0.6의 범위 내에서 반 연속적으로 수행하면 좋으나, 용강 순화의 촉진과 조기 슬래그 배출 면에서 보아 침적 깊이를 감소시키는 조작만을 수행하는 것이 바람직하다. 여기에서, h/H가 0.1보다 작은 범위로 되었을 경우에는, 슬래그 배출은 현저히 촉진되지만, 동시에 취산에 의해 생성된 Cr₂O₃가 강 중 탄소로 환원되기 이전에 조 외로 배출됨으로써 크롬 손실의 증대를 초래한다. 또한, h/H가 0.6을 넘는 경우에는 침적관내 용강과 레이들내 용강과의 순환 부족에 의한 크롬 손실 증대와 슬래그 배출 악화를 초래하므로 바람직하지 않다.

다음으로, 상기 모든 조건에 근거하여, 진공 탈탄 정련 방법에 대해, 도 1 및 도 10∼도 14를 참조하면서 더욱 구체적으로 설명한다.

고 탄소 농도 영역에 있어서는, 진공조의 침적관 14내의 용강 11중의 탄소 농도 변화를 감시 또는 추정하면서, 제어 장치 23의 작동 또는 오퍼레이터 조작에 의해 산소 가스 유량 제어 밸브 20, 불활성 가스 유량 제어 밸브 20, 불황성 가스유량 제어 밸브 21, 승강 구동 장치 17 및 배기 장치 16을 제어하여, 산소 가스 유량(Q)을 3∼25N㎥/h/t로, 불활성 가스 유량(N)을 0.3∼4.0 Nl/min/t로, 침적비(h/H)를 0.1∼0.6의 범위로 각각 도 11, 도 13 및 도 10에 나타낸 바와 같이 유지하여 탈탄 정련을 수행한다.

그리고, 후속하는 저 탄소 농도 영역에 있어서는, 도 10∼도 14에 도시한 바와 같이, 산소 가스 유량 제어 밸브 20을 조정함으로써, 산소 가스 유량(Q)을 매분 0.5∼12.5 N㎥/h/t의 감소 속도(R)로 저감함과 동시에, 승강 구동 장치 17을 작동시켜 용강 11의 침적 깊이(h)를 제 16도에 도시한 바와 같이 소정 범위 내로 감소시켜 탈탄 정련을 계속한다.

또한, 산소 가스 유량(Q)의 감소 속도는 산소 가스 유량(Q)의 시간 변화에 있어서의 기울기의 크기 즉, 산소 가스 유량(Q)의 시간 미분 량이며, 단위는 N㎥/h/t/min이 된다.

이와 같이 본실시 형태에 있어서, 크롬을 포함하는 용강 11의 탈탄 정련 조업에 있어서, 산소 가스 유량(Q), 불활성 가스 유량(N), 진공도(P)(G값에 근거하여 조정), 침적비(h/H), 침적관의 용강 11에 대한 침적 깊이(h) 및 성분 조정된 슬래그 깊이 등을 소정의 조건이 되도록 제어함으로써, 이하의 ①∼③의 목적을 동시에 만족시키도록 한 것이다.

① 탈탄 산소 효율을 높은 레벨로 유지함과 동시에, 고 탄소 농도 영역에 있어서도 스플랫쉬 발생을 억제한다.

산소 가스 유량과, 불황성 가스 유량, 진공도 및 슬래그 두께를 적정 범위로유지함으로써 목적을 달성할 수 있다.

② 크롬 손실을 방지한다.

크롬 손실은 침적관 14내의 용강 면에서 산화된 용강 11중의 크롬 성분이 침적관 14 하단을 경유하여 조 외로 배출되어, 침적관 14벽과 레이들 13내벽 사이에 부상함으로써 발생된다. 이로 인하여, 침적 깊이, 및 불활성 가스 유량, 산화 가스 유량 등을 소정 범위로 균형을 맞추어 유지함으로써, 상기 크롬 성분(산화 크롬)의 침적관 14내의 용강 11의 대류 상태가 적정하게 유지되어, 산화 크롬이 침적관 14내에서 효율적으로 강 중의 탄소에 의해 환원되어 크롬 성분의 슬래그 12중으로 이행되는 것이 억제된다.

③ 침적관 14의 외벽과 레이들 13의 내벽간의 슬래그 12에 의한 고착 현상을 방지할 수 있다.

저 탄소 농도 영역의 소정 범위에서 침적관 14와 레이들 13과의 상태 위치를 변동시키므로, 이와 같은 슬래그 12에 의한 고착 현상을 방지할 수 있다.

이상과 같이 하여 취산 탈탄된 용강은 고 진공 하에서 탈 가스 처리가 이루어진다.

우선 탈 가스 처리에 대해서 설명하면, 보통 강, 스테인레스 강에 관계없이, 극저 탄소강 등의 고 순도 강의 용제시에는, 2차 정련 공정의 취산 탈탄 후에 고 진공 하에서 탈 가스 처리를 수행할 필요가 있다. 이 경우, 탈탄 반응은 (4)식에서 나타나는 강 중의 산소와 탄소의 반응에 의해 진행됨을 알 수 있다.

C+O→ CO ……(4)

따라서, 탈 가스기의 탈탄 반응을 효율적으로 촉진시키기 위해서는 탈 가스 처리 중의 강 중 산소 농도를 높게 유지하는 것이 유효하다. 특히, 탈 가스 초기에 있어서는 용강 내부로부터의 자발적인 CO 가스의 발생(내부 탈탄)이 주요한 탈탄 반응 사이트인 것이 주지되어 있으므로, 강 중 산소 농도의 고위 유지는 특히 탈 가스 초기에 있어서 유효하다.

여기에서, 고 순도 스테인레스 강의 용제를 수행할 때, 2차 정련 공정에 있어서 진공 하에서의 취산 탈탄을 수행한 후에 탈 가스 처리를 수행하기 위해, 산소 가스의 분사에 의한 취산 탈탄의 정지 시의 탄소 농도와 진공 도를 적정화함으로써, 충분한 용해 산소 농도를 유지하는 것이 중요하다.

전술한 감압하에서의 취산 탈탄 정련을 수행하고, 취산 정지 후(분사 정지 후), 고 감압 하에서의 탈 가스 처리를 수행할 때, 바람직하게는 〔%C〕= 0.01∼0.1%의 범위까지 취산 탈탄을 수행하고, 취산 정지 시의 조내 진공 도를 10∼100Torr의 범위 내로 하고, 그 후의 탈 가스 처리 시의 도달 진공 도를 5 Torr이상의 고 진공 도로 한다. 이것에 의해 스테인레스 강 등의 크롬 강의 탈 가스 정련을 효과적으로 수행할 수 있다. 이 방법은, 탄소 농도 및 조내 진공 도로 대표되는 CO 분압(P_co)의 평균 조건으로 규정되는 강 중의 산소 농도를 적정화하는데 근거하며, 이것에 의해 탈 가스 처리 시의 탈 가스 속도를 높은 수준으로 유지하는 것이 가능해진다.

여기에서 분사 정지 시의 탄소 농도 〔%C〕가 0.01% 미만이었던 경우에는,예를 들면, 분사 정지 시의 조내 진공 도가 적정한 범위 내(즉 10∼100Torr)이더라도 탄소 부족에 의해 취산 시에 크롬 산화가 커지며, 그 후의 환원 처리 시에 요하는 환원제 원단 위의 증대가 문제시된다. 또한, 분사 정지 시의 탄소 농도〔%C〕가 0.1%를 넘는 경우에는 탈 가스 시간 연장 즉, 생산성 문제가 발생되게 된다.

또한, 분사 정지시 탄소 농도가 0.01∼0.1%의 범위 내에 있더라도, 조내 진공 도가 10Torr보다 고 진공 측이면, 이 때에 규정되는 평균 조건으로 인하여 강 중 탄소 농도의 용해도가 부족하고, 탈 가스 반응에 소비되어야 할 탄소 부족이 발생되므로, 결과적으로는 고 순도 강의 용제가 곤란해지는 등의 문제가 생기며, 반대로 100 Torr 보다 저 진공 측이면 취산기 말기에 과잉한 크롬 산화를 초래하는 것이 문제시된다.

다음으로, 탈 가스 처리 시의 도달 진공 도로서는 5 Torr이상의 고 진공 도로 할 필요가 있다. 이것은 5Torr 미만의 저 진공 도인 경우에는 고 순도 강 용제를 수행할 때 충분한 구동력 확보가 곤란하여 발생되는 탈 가스 속도의 저하가 문제화되기 때문이다.

또한, 더욱 효율적으로 탈 가스 처리를 수행하기 위한 방법으로서는, 상기 조건에 부가하여, 탈 가스 처리 시의 감압 과정에 있어서, 진공 도가 5∼30 Torr의 범위 내가 되었을 경우, 용강 1톤당 0.3∼5N㎥의 산소 재 분사를 바람직하게는 2∼3분 정도 수행하고, 탈 가스 처리 중의 각반용 가스 유량을 2.5∼8.5N1/min/t의 범위로 제어하고, 취산 정지 시의 조내 슬래그 12-1의 양을 진공조 강욕부의 단위 단면적 당 1.2ton /㎡ 이하로 하는 것이 바람직하다.

산소의 재 분사(再噴射)를 실시하는 이유는, 내부 탈탄을 보다 촉진시키기 위해 강 중 산소 농도를 농화시키기 위해서이고, 이 때의 진공 도는 5∼30Torr범위가 가장 바람직하다.

이것은, 5 Torr를 넘는 고 진공에서는 평균 조건적으로 용강 중에 산소가 용해되기 어려워지기 때문이며, 반대로, 30Torr 미만의 저 진공 하에서 재 분사를 수행하면, 분사된 산소는 용강 중의 산소 부화보다도 크롬 산화에 소비되기 때문이다.

또한, 이 때에 분사하는 산소 양은, 용강 1톤 당 0.3∼5 N㎥의 범위가 바람직하다. 이것은 예를 들면, 재 분사 시의 조내 진공 도가 적정 범위 내이더라도 0.3N㎥/t 미만의 산소 량으로는 탈 가스에 소비되어야 할 충분한 산소가 부화되지 않고, 반대로 5N㎥/t를 넘으면 산소를 분사하더라도 그 이상의 산소 부화 효과를 얻을 수 없으며, 오히려 크롬 산화에 소비된다는 우려가 있기 때문이다.

또한, 각반용 가스 유량을 2.5∼8.5 Nl/min/t의 범위로 제어하는 이유로는, 2.5Nl/min/t 미만의 가스 유량으로는 각반력 부족에 따른 용강 환류량 부족에 의해, 내부 탈탄 촉진이 저해되어, 탈 가스 속도 그 자체의 저하가 문제가 되기 때문이며, 반대로, 8.5Nl/min/t를 넘는 가스 공급을 수행하더라도 그 이상의 환류 촉진 효과가 없으며 오히려 내화 물에 대한 가스 공격 격화에 따른 내화물 손상이 문제가 되기 때문이다.

덧붙여, 취산 정지 시의 조내 슬래그 량을 진공조 강욕부의 단위 단면적 당 1.2ton/㎡ 이하로 하는 것이 바람직한 이유는, 조내 잔류 슬래그 량이 진공조 강욕부의 단위 면적 당 1.2ton/㎡ 초과하여 존재하는 경우에는, 탈탄 반응의 반응 사이트가 되는 용강 표면과 고 진공 분위기와의 접촉이 차단되어 실효 반응계 면적이 현저히 저하됨으로써, 탈 가스 속도의 고위 유지가 곤란해지기 때문이다.

또한, 탄소 농도 20ppm 이하의 고 순도 스테인레스강을 용제하는 경우에는 탈 가스 말기의 주요한 반응 사이트인 용강 표면의 탈탄을 촉진시킬 필요가 있으며, 그를 위해서는 기포 활성 면(취입 기포에 의해 격하게 각반 되는 탕면의 자유 표면적)을 확보하고, 기포 활성 면에서의 계면 갱신을 유지하는 것이 중요하다.

이와 같은 기포 활성 면을 확보할 경우에 특히 중요한 것은 취산 탈탄 중에 생성된 크롬 산화물과 슬래그가 기포 활성 면상에 매우 적게 잔존하면, 표면 탈탄이 저해되며, 탈탄 속도 저하를 초래하게 되므로, 표면 탈탄시에는 크롬 산화물과 슬래그를 완전히 침적 관외로 배출시킬 필요가 있다.

이와 같이, 탈 가스 기간 중, 침적 관내의 탕면(진정 탕면)으로부터 H_v의 거리의 레이들 저부로부터 불활성 가스를 취입하여, 기포 활성 면에 소정 각반 강도 K를 줄 필요가 있다.

따라서, 기포 활성 면에서의 계면 갱신을 유지하고, 크롬 산화물을 완전히 침적 관외로 배출시키는 조건으로서, 진공도 P Torr, 기포 활성 면적 S㎡, 불활성 가스 취입 유량 QNl/min/t, 침적 관내의 탕면으로부터 불활성 가스 취입 위치까지의 거리를 H_vm으로 하고,

K = log｛S·H_v·Q/P｝ (5)

로 한 경우, 도 18에 도시한 바와 같이, K 값을 0.5∼3.5의 범위로 제어하는 것이 중요하다.

이 경우, K값이 0.5보다 작으면, 기포 활성 면의 갱신 및 크롬 산화물의 배출이 불충분해져, 탈탄 속도가 저하되며, 반대로 K값을 3.5보다 크게 한 경우에는 그 이상의 기포 활성 면의 갱신 효과가 거의 없으며, 취입 가스 유량의 과잉 공급에 따른 내화 물의 소모 등의 문제가 발생되게 된다.

이상과 같은 탈 가스 처리가 종료되었을 경우, 필요에 따라서, 환원용 Al을 추가 투입하여 취산 중에 생성된 금속 산화물(예를 들면, Cr₂O₃)을 환원하여 금속의 회수를 도모한다.

예를 들면, 5% 이상의 크롬을 가지는 스테인레스강의 취산 탈탄 정련을 수행하는 경우에는, 대기압 하, 진공 하에 관계없이, 용철 중에 포함되는 크롬의 산화, 즉, Cr₂O₃의 생성은 불가피하며, 취산 정지 후에, 환원제를 첨가하여 크롬 분을 회수할 필요가 있다.

통상, 대기압하에서의 취산 탈탄 후의 환원제로서는, 환원 반응에 의한 발열량이 적은 Si(페로 실리콘 합금)이 이용되는 경우가 많으나, 마무리 정련인 진공 하에서의 취산 탈탄 후에 있어서는, 성품 성분의 실리콘 농도 제약이 있는 경우 등은, Al을 환원제로서 이용할 필요가 있다.

그러나, Al을 환원제로서 이용하는 경우, 이하의 (6) 식에서 표시되는 텔밋 반응은 큰 발열을 동반하는 반응이므로, 반드시 용강 온도의 상승을 발생시키게 된다.

Cr₂O₃+ 2Al → 2Cr +Al₂O₃…… (6)

또한, 용강 온도가 상승하면, 하기 (7)에서 나타나는 용강 중 탄소에 의한 환원 반응에서의 평균 탄소 농도가 저하되고, CO 가스 발생을 수반하는 반응이 동시에 진행하게 된다.

Cr₂O₃+ 3C → 2Cr +3CO↑…… (7)

이 경우, 상기 (7)식에 있어서의 평균 탄소 농도는 평균 CO 분압 즉, 조업 진공 도의 영향을 크게 받으며, 고 진공도 일수록 (7)식의 반응은 보다 활발히 진행되는 경향이 있다.

이 (7)식의 급격한 반응이 단시간 내에 일어남으로써, CO가스의 상승에 따라서 용강 및 슬래그가 비산하는 돌비(突沸: 급격히 끓어오름) 현상이 발생되게 된다.

따라서, 급격한 CO가스의 발생 반응 즉, 돌비 현상을 방지하기 위해서는 (7)식의 반응이 진행되는 것을 억제한다. 즉 어떤 일정한 진공도 이하의 저 진공 하에서의 조업을 수행하는 것이 중요하다.

그러나, 저 진공 하에서의 환원 조업을 수행하면 조 내의 질소 분압(P_N2)의 상승에 따라서 용강 중으로의 질소 흡수능(포화 용해도)이 높아지고, 용강 중 질소 농도의 상승을 초래하여, 강 종류에 따라서 질소 농도 제약이 있는 경우에는 바람직하지 않다.

따라서, 저 진공 하에서의 환원을 수행할 때에는, 돌비 발생을 방지함과 동시에 질소 픽업 제약을 양립시키는 것이 매우 중요하다.

이 문제를 해결하기 위해서, 본 발명은 Al 투입 직후의 고체 Al과 경화상 슬래그와의 접촉에 따라서 적절한 텔밋 반응을 진행시킴으로써 용융 슬래그를 형성하고, 이 용융 슬래그에 의한 커버 효과에 따라서 질소 픽업을 제어하는 기술을 제공한다.

그를 위한 구체적인 방법으로서는, 환원용 Al의 투입 기간 중의 각반용 Ar 가스 유량을 0.1∼3N1/min/t의 범위로 하고, 진공 도를 400Torr이하의 저 진공 도로 한 후, 대기압까지 복압하여 조를 상승시킴과 동시에 각반용 Ar 가스 유량을 5∼10N1/min/t의 범위로 하는 것이다.

이것은, 환원용 Al의 투입 기간 중의 각반용 Ar가스 유량을 적정한 범위로 유지하고, 진공 도를 400 Torr 이하의 저 진공도로함으로써, 진공조내의 각반력을 적절히 유지하고, 용강과 슬래그의 현탁을 억제함으로써, 상기 (6)식에 의한 텔밋 반응의 과잉한 진행을 억제하는 것이 가능하며, 결과적으로는 극도한 용강 온도의 상승을 억제할 수 있게 된다. 또한, 환원용 Al의 투입 기간 중의 각반을 억제함으로써, Al이 용강으로 용해되는 것을 억제하고, Al과 슬래그를 직접 반응시킴으로써 Cr₂O₃의 환원 속도의 향상이 가능해진다.

이것은, Al을 직접 용강으로 용해시켜, 그 후의 Al 함유용 강과 경화상 슬래그와의 반응에 의한 환원보다도, Al에 의한 직접 환원에 의해서 미리 반 용융 상태의 슬래그를 형성시킴으로써 함 Cr₂O₃슬래그가 용강으로 침투되는 현상(애멀젼)이 비약적으로 개선되어, 그 결과로서 환원 효율이 향상됨에 의한 것이다. 또한, 슬래그를 조기에 용융화시키는 것은 용강 표면과 대기와의 접촉을 방해하는 커버 효과도 얻을 수 있으므로, 질소 픽업의 방지 효과에 있어서도 유효하다.

여기에서, Al 투입 기간 중의 각반용 Ar 가스 유량으로서는 0.1∼3N1/min/t의 범위로 하는 것이 바람직하다. 이것은 이 기간의 Ar 가스 유량이 3N1/min/t를 넘는 경우에는 (6)식의 텔밋 반응이 과잉으로 진행되고, 슬래그와 메틸의 애멀젼도 격화되므로, 돌비의 억제가 곤란해지기 때문이다. 반대로, Ar 가스 유량이 0.1N1/min/t 미만인 경우에는 투입한 Al이 진공조내에 부착되어 적정한 투입이 이루어지지 않는 경우와 레이들 저부의 폴라 스플래그로 용강이 침입되는 경우가 있으므로, 이와 같은 경우에는 그 후에 유량을 증대시킬 때, 소정의 유량을 확보할 수 없다는 조업 상의 문제가 발생되게 된다.

또한, 이 Al 투입 기간 중의 진공 도가 400 Torr를 넘는 고 진공이면 각반력이 강해지게 된다. 즉, 슬래그와 메탈간의 유효 접촉 면적이 증대됨과 동시에, 이 때의 진공 도에 밀접히 관계된 평형 CO분압이 저하됨으로써, (7)식에 있어서의 반응 평형이 좌측으로 기울게 되므로, 순간적으로 CO가스의 발생 반응이 현저히 촉진된다. 즉, 돌비 억제가 곤란하게 된다.

또한, Al 투입 종료 후에 대기압까지 복압하고, 그 후, 진공 조를 상승함과 동시에 각반용 Ar 가스 유량을 5∼10N1/min/t의 범위로 함으로써, 용강 온도의 상승 억압한 후에 조기의 환원의 진행과 질소 픽업을 방지할 수 있게 된다.

이것은, 진공 조를 상승시킴으로써, 그 때까지 진공 조의 침적 관내에 제약되어 있었던 반응 대가 레이들 전체로 해방되게 됨으로써 텔밋 반응의 생성이 있더라도 용강 온도의 상승은 매우 작으므로, (7)식의 반응은 일어나기 어려우므로, 결과적으로 돌비를 방지할 수 있게 된다. 또한, 조 상승 후의 각반용 Ar 가스 유량을 5∼10N1/min/t로 함으로써, 환원 반응을 조기에 진행시키며, 슬래그 중 Cr₂O₃의 농도를 저하시킴으로써 용융화를 더욱 촉진하고, 슬래그에 의한 커버 효과를 높일 수 있으며, 결과적으로 질소 픽업의 방지가 가능해진다. 또한, Al 투입을 대기압 하에서 수행한 경우에는 그 상태에서 조의 상승을 수행하면 된다.

이 경우, 각반용 Ar 가스의 유량이 5Nl/min/t 미만이면, 각반력 부족에 따른 Cr₂O₃의 환원 속도 저하에 의해 생산성의 악화를 초래하고, 반대로, 10Nl/min/t를 넘는 경우에는, 그 이상의 환원 속도 향상의 효과는 별로 없음에도 불구하고, 유량 증대에 따른 용강 표면 유동의 격화에 기인하여 슬래그 커버 효과가 감소되고, 질소 픽업과 레이들 내화물의 이상 손상 등을 초래하게 된다.

또한, 취산 탈탄시에 일종의 조업 문제 등에 의해, 취산 중에 Cr₂O₃이 대량으로 생성되고, 그 Cr₂O₃이 진공 조 외로 유출되어 레이들 벽 상부에 부착 경화되는 상태가 발생된 경우에는, 일단 용강 중에 Al을 투입하여, 용강 중의 Al만으로 상기 레이들 벽 상부에 부착 경화된 Cr₂O₃을 단시간에 완전히 환원 회수하는 것은 극히곤란하다. 이것은 레이들 저부로부터의 가스 밸브 링에서는 레이들 중앙 부근의 용강의 상승은 충분하지만, 레이들벽 부근은 용강의 상승이 불충분하며, Cr₂O₃함유 슬개그와의 접촉 기회가 적기 때문이다.

이와 같은 과제 해결 법으로서는, 탈 가스 처리 후 즉시 대기압까지 복압하고, 진공 조 상승 후에 Al을 투입하는 처리를 수행하는 것이 바람직하다. 즉, 이것은 환원용 Al을 직접 레이들 벽 상부의 부착 슬래그와 접촉시킴으로써, Cr₂O₃의 환원 효율을 향상시키는 것이다. 또한, 상기와 같이 취산 중에 Cr₂O₃을 다량 생성하는 경우에는 필연적으로 진공 조 내의 슬래그도 많아지므로, 진공 조를 상승시킨 후의 레이들 상부의 슬래그는 산 형태로 형성된다. 이로 인하여, 레이들 상부에서 Al의 첨가를 수행하면, 첨가된 Al은 필연적으로 하류 방향으로 향하므로, 레이들 상부 벽 부근의 Cr₂O₃함유 슬래그와의 접촉이 가능해지며, 결과적으로 고체 상태끼리 반응하면서도, Cr₂O₃의 환원은 진행되게 된다. 또한, 레이들 저부로부터의 가스 취입에 의한 유동에 의해 고온의 용강의 접촉이 부가됨에 따라서 슬래그의 용융화가 촉진되어, Cr₂O₃의 환원 효율은 더욱 높아지게 된다.

여기에서, 본 발명을 도면에 근거하여 더욱 자세히 설명한다.

도 19(A)에 도시한 바와 같이, 레이들 13내의 크롬 농도가 5%이상인 용강 11에 직동형 진공 조의 침적관 14를 침적하고, 침적관 14내를 감압함과 동시에 레이들 13의 저부에 형성된 폴러 스프래그 19로부터 각반용 불활성 가스인 Ar가스를 공급하면서 상방으로부터 산소 가스 분사를 수행하는 진공 하에서의 취산 탈탄 정련을 수행한다. 그리고, 취산 정지 후, 고 진공 하에서의 탈 가스 처리를 수행하고, 그 후, 경화 상태 슬래그 12-2의 상부에서 환원용 A126을 투입하여, 상기한 (6)식의 반응을 일으켜, 취산 중에 생성된 크롬 산화물 Cr₂O₃을 환원 회수한다. 여기에서, 환원용 Al의 투입 기간 중의 각반용 Ar 가스 유량을 0.1∼3N1/min/t의 범위로 하고, 진공 도를 400Torr이하의 저 진공으로 한다. 이렇게 함으로써, 도 21에 도시한 바와 같이 크롬 산화물 (Cr₂O₃)의 회수가 향상된다.

그 후, 도 19 (B)에 도시한 바와 같이, 침적관 14내가 대기압까지 복압되고, 침적관 14가 상승되지만, 이것과 동시에 각반용 Ar 가스 유량을 5∼10N1/min/t의 범위로 증량한다. 여기에서, 도 19(A)에 있어서, 12-1은 용융 슬래그를 나타내고, 12-3은 진공조 외 고형화 슬래그를 나타낸다.

다음으로, 본 발명의 다른 실시 예를 도 20(A)∼(C)에 근거하여 설명한다.

전술한 바와 같은 취산 탈탄 정련 및 탈 가스 처리를 수행한 후, 즉시, 침적관 14내의 압력을 대기압까지 복압함(도 20 (A))과 함께, 도 20(B)에 도시한 바와 같이 침적관 14를 끌어올려, 동시에 환원용 Al26을 투입한다. 환원용 Al 투입 기간 중에는 각반용 Ar 가스 유량을 0.1∼3 N1/min/t의 범위로 한다.

레이들 상부에 부착된 슬래그 12-4는 환원용 Al26과 접촉하여, 환원이 진행된다.

이어서, 각반용 Ar가스 유량을 5∼10N1/min/t로 증량시켜, 도 20도 (C)에 도시한 바와 같이, 용강을 유동하여 고형화 또는 부착 슬래그와 고온의 용강과의 접촉을 높여, 이들 슬래그를 용융화하여 Al과의 환원 작용을 진행시킨다. 이 실시 예의 경우의 Cr₂O₃의 회수 율과 각반용 Ar가스 유량과의 관계를 도 22에 도시하는데, 이 도에서 도시하는 바와 같이, 각반용 Ar가스 유량이 5∼10N1/min/t의 경우에 Cr₂O₃의 회수 향상과 질수 픽업의 증대를 방지할 수 있다.

전술한 바와 같이, 1각(脚)의 직동형 침적 관을 가지는 진공 조를 이용하는 진공 탈탄 정련 방법에서는, 진공조의 하부 조의 침적관이 레이들내의 용강에 침적되지만, 예를 들면, 스테인 용강 등의 용강의 유동은 크고, 취산 탈탄 등의 고온 도의 정련이 수행되어 지므로, 침적 관을 구성하는 내화 물이 취산과 각반에 의한 스테인레스 용강의 유동에 의해 용손되거나, 정련시에서 대기 시로의 급격한 온도 변화에 따른 스폴링 등에 의해 손모(損耗)되기도 한다.

이와 같은 침적관 내화 물의 손상은, 진공 정련 장치의 이동 율의 저하를 초래하고 진공 정련 처리 능력의 저하는 대상 처리 강종의 처리가 불가능해지고, 고급 강의 제조 그 자체가 곤란해진다.

한편, 진공 정련에 이용하는 침적 관의 조기 손모는 그것을 구성하는 내화 물 비용의 증가를 초래함과 동시에, 진공관 및 침적관의 교환 등에 많은 수고를 요한다.

본 발명은 이와 같은 문제를 정련 종료 시의 침적 관을 성분 조정한 슬래그에 침적함으로써 침적관 표면에 이 슬래그를 코팅하는 것으로 해결했다.

즉, 감압 하 정련이 종료 시의 슬래그가 Al₂O₃와 CaO의 총량을 55∼90중량 %, Cr₂O₃을 1∼10 중량 %, SiO₂를 7∼25중량%, 잔부인 FeO, Fe₂O₃, MgO의 1종 또는 2종 이상을 2∼10중량% 함유하도록 조정한다.

이와 같은 슬래그의 조성은 Al₂O₃과 CaO의 총량이 55중량 % 미만에서는 침적 관에 코팅했을 때 내식성이 낮고, 코팅에 의한 침적 관의 보호 효과가 없다. 한편, Al₂O₃과 CaO가 90중량%를 넘으면 슬래그의 융점이 높아지며 드레인(drain)화가 불량하며, 침적 관으로의 코팅이 곤란해짐과 동시에, 전 공정의 환원 정련에 있어서의 크롬 산화물의 환원이 저해된다.

또한, Cr₂O₃이 1중량% 미만에서는 슬래그 등과 반응했을 때, 고 점성 물의 형성에 의한 내식 효과가 저하되고, Cr₂O₃이 10중량 %를 넘으면 드레인화가 불량하며, 침적 관으로의 코팅 그 자체가 곤란해진다.

환원 정련의 종료 시에 형성되는 슬래그 조성 중의 SiO₂가 7중량 % 미만에서는 슬래그의 점성이 저하되어 융점도 높아지며, Al₂O₃과 CaO가 증가한 경우와 마찬가지로 드레인화가 악화되어 코팅이 곤란해진다.

SiO₂가 25 중량%를 넘으면, 슬래그의 저 융점화가 커지며, 충분한 코팅 보호 층의 형성이 불가능하다.

또한, 슬래그 조성 중, 잔부로서 함유하는 FeO, Fe₂O₃과 MgO는 감압 하 정련에서 생성 및 전 공정에서 혼입한 조성물이며, FeO, Fe₂O₃과 MgO의 1종 또는 2종 이상을 2∼10중량 % 함유하고 있다. 이 FeO, Fe₂O₃과 MgO가 증가하면, 저 융점화에 의한 슬래그의 내식성이 저하되고, 특히, Mag가 2 중량 %미만에서는 침적 관을 구성하는 내화 물의 용손이 커지며 10 중량%를 넘으면 MgO분이 추가 첨가된다.

각 공정을 통하여, 최종적으로 형성되는 슬래그 12의 조성 내의 SiO₂는, 전로 등의 탈탄 정련로(도시 않음)로부터 용강11을 레이들 13에 수탕(受湯)할 때, 혼입하는 슬래그 분(혼입 슬래그 중의 SiO₂는 30중량%)과, 감압 하에서의 탈탄 정련 이전의 용강 11중에 함유된 Si(0.03∼0.20 중량%)로 이루어지며, 이 성분은 분석함으로써 미리 그 값을 구할 수 있으며, 용강 11중의 함유 Si분은 전량을 SiO₂로 환산하고, 양쪽을 합한 값이 SiO₂량이 된다.

이 양쪽을 합한 SiO₂량의 조정은, 슬래그의 유입 량과 용강 11중에 첨가하는 Si 농도 중 어느 하나, 또는 양쪽을 조정함으로써, 7∼25중량 %의 농도로 한다.

또한, 탈 가스 정련에서 첨가하는 CaO는 환원 정련에서 환원해야 할 크롬 산화물 량 등으로 부터 이하와 같이 구할 수 있다.

우선, 전술한 탈탄 정련 조건인 취산의 산소량, 도달하는 최종 탄소 농도로부터 생성 크롬 산화물을 예측하거나, 또는, 용강과 슬래그를 분석하여, (8)식으로부터 생성 크롬 산화물 량을 환원하기 위한 금속 Al 첨가량과 생성 Al₂O₃량을 구한다.

Cr₂O₃+ 2Al → Al₂O₃+ 2Cr ………(8)

이 Al₂O₃량으로부터 CaO량을 구하고, CaO와 Al₂O₃의 총량으로 55∼90중량 %가 되도록 조정한다.

CaO 와 Al₂O₃의 조정은, CaO 와 Al₂O₃양쪽, 또는 어느 한쪽의 첨가량을 변화시킴으로써 가능하다.

Cr₂O₃은 환원 정련에서 첨가하는 금속 Al에 따라서 결정되며, 금속 Al의 첨가량이 많을수록, 낮아지므로 1∼10중량 % 범위로 조정한다.

또한, 슬래그 12를 형성하는 조성물 중, 잔부로서 함유하는 FeO, Fe₂O₃, MgO는 감압 하 정련에서 생성 및 전 공정에서 혼입한 조성물이며, FeO, Fe₂O₃, MgO의 1종 또는 2종 이상으로 2∼10 중량 %가 되도록 혼입 슬래그 량과 환원 정련의 금속 Al 첨가량 등을 조정한다.

또한, 상기 슬래그의 Al₂O₃/ CaO를 0.25∼3.0으로 한다.

감압 하 정련을 종료한 슬래그 Al₂O₃과 CaO의 총량 55∼90 중량%의 범위에 있어서, Al₂O₃/CaO가 0.25미만이면 슬래그가 냉각될 때, 상 변태를 일으켜 분화 붕괴되므로, 코팅 층이 벗겨져 떨어진다.

한편, Al₂O₃/CaO가 3.0을 넘으면 슬래그의 드레인화 불량에 의해 침적 관의 코팅이 곤란해진다.

이상과 같이, 각 정련에서 조정된 슬래그 12의 침적관 14으로의 코팅에 대해, 침적관 14의 구조를 도시한 도 23을 참조하여 설명한다.

각 정련을 수행하여 감압 하 정련을 종료하고, 조정된 슬래그 12는 1650∼1750℃의 온도에서 용융되어 있다.

침적관 14도 슬래그 12 및 용강 11중에 침적된 상태에서 감압 하 정련이 끝남과와 동시에 진공조 15 및 침적관 14내는 복압(대기압)된다. 이 복압된 침적관 14는 슬래그 12의 상방으로 상승하여 대기한다. 이 동작의 직후에는 침적관 14의 내측을 구성하는 크로미어 마그네시아 벽돌 28 및 외측을 구성하는 고 알루미나질의 부정형 내화 물 29는 모두, 슬래그 12의 온도와 대략 같은 1650∼1750℃으로 되어 있다. 이 상태에서 0.5∼1분 정도 상승 대기하여, 1200∼1300℃로 낮추고, 이어서, 슬래그12층 내에 침적관 14의 선단으로부터 270∼530㎜을 침적한 후, 즉시, 천천히 침적관 14를 상승함으로써, 두께 30㎜의 코팅 층 32를 형성시킨다.

이 코팅 층 32를 형성시킨 후, 5분 동안 대기시켜, 코팅 층 32의 표면 온도가 대략 800℃의 상태가 된 시점에서 다음 레이들 13내의 용강 11에 침적관 14를 침적하여, 다음 감압 하 정련을 수행한다. 그 후, 침적관 14의 코팅 층 32의 형성과 감압 정련을 순차 반복하여 조업한다.

또한, 두께 30㎜의 코팅 층을 형성한 후, 이 침적 관을 슬래그 12중에 다시 침적하여 대기시킴으로써, 두께 60㎜의 코팅 층을 형성할 수 있다.

이와 같이 이중으로 적층된 코팅 층 32는 1750℃으로부터 대기 온도 분위기, 또는 800℃로부터 1750℃ 근처의 용강 11로의 침적되는 등 급격한 온도 변화에 따라서 발생되는 스폴링에 의한 내화 물의 결손 및 용손이 함께 억제된다는 효과를 가진다.

또한, 침적관 14를 구성하는 상기 벽돌 28, 29는 플랜지 31을 가지는 심(芯金: core) 27로 보호 지지되어, 부정형 내화물 벽돌 29는 스탯드 30에서 보호 지지되어 있다.

다음으로 전술한 진공 탈 가스 정련 방법을 실시하는데 있어, 가장 바람직한 장치에 대해 설명한다.

본 발명의 장치는, 본 발명의 방법에 의해서 탈탄 정련 중에 발생되는 스플랫쉬 자체를 억제할 수 있으나, 일단 분진 등이 발생되었을 경우, 이 분진을 진공조내에서 포착 및 융합하고, 분진을 포함하는 가스가 진공 배기 덕트에 송입된 경우에도 이 분진의 부착 퇴적을 저지하고, 진공 정련시의 용강(주로 화점)으로부터의 복사열에 의한 진공 조의 하부 조의 내화 물의 손상을 방지할 수 있는 수단을 특징으로 한다.

이하, 본 발명의 일실시 형태에 있어서의 진공 탈탄 정련 장치에 대해서 설명한다.

진공 탈탄 정련 장치 10은 도 24 ∼ 도 26에 도시한 바와 같이, 불활성 가스 취입 노즐 19가 저부에 배치되어 용강 11을 보호 지지하는 레이들 13과, 레이들 13중의 용강 11에 침적되는 침적관 14 및 도시하지 않는 진공 배기 장치로 통하는 배기공 16-1을 구비한 진공조 15와, 진공조 15의 덮개 35에 승강 자재로 설치된 산소 랜스 18을 가지고 있다.

상기 각 구성 요소에 대해 더욱 상세히 설명한다.

레이들 13은 대략 원통 상의 철제 용기이며, 용강 11과 접하는 내면 벽은, 예를 들면, 알루미나 실리카질 또는 알루미나 질루콘질 등의 내화 물로 내부 코팅되어 있다.

레이들 13의 가스 취입 노즐 19를 통하여 용강 11중에 취입되는 불활성 가스의 상승, 운동 에너지에 의해, 레이들 13내의 용강 11을 각반 하여, 용강 11에 있어서의 진공 정련 반응 효율을 높일 수 있다.

진공조 15는 주로 마그네시아 크로미어질 등의 내화 벽돌로 안을 댄 진공 정련 처리를 위한 용기이며(그 일부를 부정형 내화 물로 구성할 수 도 있다), 상부 조 33과 하부 조 34로 구성되며, 하부 조 하단은 침적관 14가 되며, 용강에 침적된다.

또한, 진공 조가 감압되면 용강이 침적 관내를 상승하여 레이들 13내의 용강 표면과 다른 용강 표면 11-1이 침적 관내에 형성되어, 이 표면에 랜스로부터 산소 가스가 분사된다.

따라서, 본 발명에 있어서의 침적 관은 끌어올린 용강의 최상 표면이 접하는 진공 조의 위치보다 하방의 진공조 하단 부를 말한다.

침적관 14는 내경 D_F를 가지는 대략 원통형이며, 특히, 용강 11에 침적되고 용강이 상승하는 부분은, 예를 들면, 알루미나 실리카질 등의 부정형 내화 물을 이용하여 슬러슁(slushing) 시공되어 있다.

침적관 14내의 용강 표면으로부터 스플랫쉬가 동일 밀도로 비산하는 경우, 침적 관의 단면도가 작은 쪽이 스플래쉬 량이 적어지므로, 탈탄 효율을 고려하여 내경을 가능한 한 적게 한다.

본 발명의 특징으로서, 침적관 14에 연결되는 하부 조 34에 내경 D_L이 침적 관의 내경 D_F보다 크고, 수직 방향의 길이 A를 가지는 확경부(擴徑部) 36을 형성한다. 이 확경부는, 산소 랜스 18로부터 용강 면 11-1로 분사된 산소 제트 가스에 의해 발생되는 스플랫쉬를 분산시킴과 동시에, 상기 산소 제트 가스에 의해 발생되는 화점 또는 용강 면11-1로부터 발생되는 복사열이 진공 조 측벽 부에 미치는 열 영향을 경감하는 것으로서, 본 발명의 진공 조에 있어서 중요한 구성 요소이다.

상기 확경부의 내경 D_L을 산소 랜스 18의 가스 분출 공의 위치와의 관계에 따라서, 상기 내경 D_L과 산소 가스 분사 거리(산소 랜스 하단과 용강 표면 11-1간의 거리) L과의 비 : D_L/L을 0.5∼1.2의 범위로 정한다. 이로 인하여 상기와 같은 효과를 얻을 수 있다.

또한 확경부 36에 연결되는 상부 수직 방향 길이 A 위치에, 내경 D_S를 가지는 축경부(수축부) 37이 형성되어 있다. 축경부 37은 스플랫쉬와 분진이 진공 조의 상부 조로 침입하는 것을 방지하므로, 그 하면 부에 부착된 분진 등을 용강면으로부터의 복사열로 용융하여 낙하시킨다. 따라서, 축경부 37이 상기 효과를 얻기 위해서는 축경부 내경 D_S와 확경부 내경 D_L과의 관계, 즉, 축경부의 공간부 A_S의 단면적 S_S와 와 확경부의 공간부 A_L의 단면적 S_L과의 관계가 중요하며, 본 발명에서는 그 비 : S_S/ S_L을 0.5∼0.9의 범위로 정한다. 또한, 축경부는 랜스로부터의 취산 가스류가 직접 닿지 않으며, 화점 및 용강 표면으로부터의 복사열에 의해서 내화 물의 용손이 발생되지 않으며, 내화 물에 부착된 분진만을 재 용융시킬 수 있는 위치(예를 들면, 축경부의 내화 물의 표면 온도가 1200∼1700℃가 되는 위치)에 배설되지만, 그 배설 위치의 길이 A를 1∼3㎜로 정한다.

또한, 축경부 내경 D_S와 산소 랜스 18의 외경과의 반경 방향에 있어서의 차는 좁은 편이 좋으나, 너무 좁으면, 배기 가스 통로 영역이 좁아져 탈탄 효율이 저하되므로 d를 100∼300㎜의 범위로 하는 것이 바람직하다.

즉, 본 발명과 같이, 진공 하에서 탈탄 정련을 수행할 때, 용강 11에 직접 침적되지 않는 진공조 측벽부(프리 보오드부)에 있어서의 내화 물의 용손은 내화 물의 표면 온도, 분위기 가스의 온도 및 내화물 이동 면으로 충돌하는 가스 유속에 의해 지배된다.

따라서, 프리 보오드부의 내화물 수명의 연장을 위해서는 취산, 탈산 반응에 의해 발생되는 고온화 점으로부터 상기 내화 물을 가능한 한 멀게 배치할 것, 또한 내화물 이동 면에 충돌하는 가스의 유속을 억제할 것이 중요하다.

산소 랜스 18로부터 토출되는 산소 가스의 제트 류와 용강 11과의 충돌 면(화점)에 있어서는, 용강 중의 탄소가 산소 가스에 의해 산화되어, CO가스를 발생시킴과 동시에, 화점 부근의 온도는 이 탈탄 반응에 수반되는 발생 열량에 의해 약2400℃의 고온이 된다.

또한, 발생되는 CO 가스가 분위기 중에서 연소되는 2차 연소 반응(CO+(1/2)O₂→CO₂)을 발생시키므로, 화점 직상부의 가스 온도(분위기 온도)도 매우 높아진다.

또한, CO 가스 유속도 발생 직후의 화점 직상부 영역에서 최대가 된다.

이와 같이, 진공 탈탄 정련시의 프리 보오드부에 있어서는, 고온의 화점 및 화점 직상부로부터 발생되는 복사열, 또는, 가스 율에 의한 손모 작용을 방지하기 위해, 화점 및 프리 보오드부간의 기하학적 배치를 적정히 보존하는 것이 중요하다.

본 발명의 실시 형태에 있어서는, 이와 같은 화점∼진공조 내화물간의 기하학적 배치를 전술한 바와 같이, 특정 범위로 설정함으로써, 프리 보오드부 및 산소 랜스드의 내화물 용손을 최소한도로 억제함과 동시에, 용강 11의 스플랫쉬에 수반되는 분진이 진공 배기계로 침입되는 것을 억제하여, 생산성이 높은 진공 탈탄 정련 조업을 수행할 수 있다.

다음으로, 본 발명의 다른 실시 형태에 있어서의 진공 탈탄 정련 장치에 대해 설명한다.

제 2 실시 형태에 있어서의 진공 탈탄 정련로 10은, 도 27 ∼도 29에 나타내는 바와 같이, 제 1 실시 형태에 도시한 진공 탈탄 정련 장치 10에 있어서의 진공조 15의 축경부 37의 구조를 부채형 차폐체(遮蔽體) 38, 39, 40에 의한 구조로 바꾼 것이며, 기타 구성은 대략 동일하므로 이들에 대해서는 동일한 부호를 붙여서 그 상세한 설명을 생략한다.

부채형 차폐체 38∼40은 도 27에 도시한 바와 같이, 각각 수직 방향으로 다른 위치에 단을 달리하여 배설되며, 도 29에 도시한 바와 같이, 각 차폐 체에서 구성하는 공간부 A_S의 단면적 S_S를 제외하고 진공조내의 용강 면 전역을 덮는 부채형 각도 θ를 가지고 있다.

각 부채형 차폐체 38∼40은, 도 28에 도시한 바와 같이, 예를 들면, 부채형 차폐체 38에 있어서, 진공조의 철피 15-1의 내측 부분에 냉각용 공기 유로 43을 내장하는 심 41을 고정하고, 심 41에 부착된 Y형 스탯드 42를 매개하여, 예를 들면, 알루미나계 캐스터블드의 부정형 내화물을 심 37상에 고정함으로써 얻어진다.

상기와 같이 축경부로서 복수의 부채형 차폐 체를 단을 달리하여 형성함으로써, 용강 면 11-1상의 화점으로부터 발생되는 복사열 및 스플래쉬를 유효히 차단할 수 있음과 동시에, 진공 조 15의 배기 유로를 배기 저항을 증대시키지 않는 상태로 확보하면서 진공 탈탄 정련을 수행할 수 있다.

본실시 형태에 있어서는, 부채형 차폐 체를 부정형 내화물로 형성시키는 경우에 대해서 설명되어 있으나, 예를 들면, 마그네시어 크로미어질의 내화 벽돌 등의 정형 내화물에 의해 부채형 차폐 체를 구성할 수도 있다.

또한, 산소 랜스 주변의 공간 부를 제외한 용강 면의 대부분이, 각 부채형 차폐체의 각각의 면에 의해서 덮여 있기만 하면, 각 부채형 차폐 체에 있어서의 부채형의 각도 θ를 모두 동일한 값으로 할 필요가 없으며, 부채형 차폐 체의 수도 3개로 한정하지 않는다.

또한, 용강 면에 대한 부채형 차폐 체의 각면에 중복하는 부분이 발생되더라도, 조업 상의 문제는 없으며, 이와 같은 경우도 본 발명의 적용 범위이다.

또한, 도 27 및 도 28에서는 진공조내의 진공 도를 저 진공도로하여 취산 정련하는 상태를 도시한 것으로, 침적 관내의 용강 표면이 내려간 상태로 되어 있다.

본 발명의 상기 구조의 진공 조에는 축경부에 산소 노즐 18이 관통하는 공간 부가 존재하므로, 이 공간 부에 분진을 수반한 배기 가스가 상승하여, 진공조 상부 조의 측벽, 특히, 덮개부 및 그 부근의 측벽에 도달하여, 분진이 부착, 퇴적하는 경우가 있다.

본 발명은, 이와 같은 분진 부착을 방지하는 수단을 포함하여 제공하는 것이다.

즉, 도 24 및 도 30에 도시하는 바와 같이, 버너 44-1, 44-2는 각각의 선단이 덮개부 35보다 하방에 버너 선단 거리 F를 가지고, 각각의 가스 토출 방향이 연직 방향에 대한 소정 버너 토출 각도 θh 및 버너 선회 각도 θr을 가지도록 서로 대향하여 상부 조 33내에 삽입, 배치된다.

여기에서, 버너 선단 거리 F는 0.3∼3m의 범위가 바람직하고, 또한, 버너 토출 각도 θh를 20°∼ 90°, 선회 각도 θr을 15°∼ 30°의 범위로 하는 것이 바람직하다.

상기 버너는 이상과 같이 구성되어 있으므로, 상부 조 33내에 버너 44-1,44-2를 통하여 취입되는 산소 가스, 연료 가스, 또는 이들의 혼합 가스는 상부 조 33내에서 선회 류를 형성하여, 취산 정련 과정에서 발생되는 정련 가스와 상기 산소 가스 및 연료 가스 등을 효율적으로 혼합시킬 수 있음과 동시에, 덮개부 35의 온도 유지를 적정하게 수행할 수 있다.

즉, 취산 탈탄 정련 기간 중에 상기 버너를 적용하는 경우에는 덮개부 35에 매설된 복수 개의 열 전대에 의해서 덮개부의 표면 온도를 검출하고(상부 조의 측벽에 온도 측정용의 핍 홀 (Peep hole)을 형성하여, 이것을 통하여 덮개부 표면 온도를 광 고온 계에 의해 직접 측정해도 좋다), 도 31에 도시하는 1200∼1700℃의 범위로 유지한다. 따라서, 덮개부 부근에 도달한 분진은 용융하여 제거되고, 분진 부착에 따른 크롬 또는 철 이득 율의 저하를 억제할 수 있다.

이어서, 비취산 정련 기간에 있어서는, 산소 랜스 18에 의한 취산용 산소 가스의 분사를 종료하여, 레이들 13의 저부로부터의 아르곤 가스의 취입에 의해 침적 관 14내의 용강 11을 각반 한다.

이로써, 잔여 정련 반응 및 용강 온도, 각 성분의 균일화를 도모할 수 있다.

따라서, 비취산 정련 기간에 있어서도, 용강 각반, 및 진공 배기 장치에 이하 침적관 14내의 배기에 의해 생성되는 덮개부 35로의 분진 퇴적을 방지할 수 있다.

대기 기간에 있어서는, 진공 배기 장치를 정지하고, 침적관 14내를 대기압으로 다시 복귀시킴과 동시에, 침적관 14의 하단이 레이들 13내의 용강 11로부터 인상(引上) 되어, 대기 상태가 유지된다. 이 동안의 덮개부 표면 온도를 버너 44-1,44-2를 이용하여 소정 온도 범위(1200∼1700℃)로 제어한다.

이 대기 기간에 있어서, 연료 가스를 연소시키는 상기 산소 가스 대신에 공기를 사용하는 것이, 가격 면 및 내화 물의 산화에 의해 손상을 방지할 수 있다는 관점에서 바람직하다.

이와 같이 하여, 예를 들면, 분진이 덮개 35 또는 그 주변에 퇴적되어 있더라도, 이것을 용해하여 하방으로 하류 시켜 제거할 수 있음과 동시에 후속의 취산 정련 기간의 개시 시에 과잉한 열 충격이 부여되어, 침적관 14의 내화 물의 열 응력 발생에 따른 손상을 효과적으로 방지할 수 있다.

본 발명에 있어서, 진공 탈탄 정련을 수행하는 경우, 정련에 따라서 발생하는 배기 가스를 증기 에젝터로 흡인하여, 진공조 내를 소정의 진공 도로 유지하며, 상기 흡인된 배기 가스를 가스 냉각기로 냉각한 후, 배기 가스 처리 계로 공급하도록 되어 있다.

따라서, 배기 가스 중에 포함된 분진은 배기 가스와 함께 덕트를 통하여 흡인되어, 분진이 도 35에 도시된 바와 같이, 덕트내에 부착, 퇴적되어 배기 가스의 유통을 저해할 경우가 있다.

본 발명은, 또한, 진공 배기 덕트 내에 말려드는 분진에 의한 폐쇄를 방지하여, 진공조내의 도달 진공 도를 소정 레벨로 유지함과 동시에, 분진의 제거 작업을 간단히 수행할 수 있는 진공 정련 장치를 제공하는 것이다.

본 발명을 도 32∼도 34에 근거하여 설명한다. 진공 정련 장치 10에 이용되는 배기 가스 처리 장치는 도에 도시된 바와 같이, 진공조 15의 상부 조에 진공 배기 덕트 16-1을 설치하고, 이 덕트에 의해서 상기 상부 조의 덕트 입구 45와 배기 가스를 냉각하는 가스 냉각기 55의 입구간을 연결하고 있다.

이 실제 길이 L_o가 약 15∼50m의 진공 배기 덕트 16-1의 경로 도중에 배기 가스 중의 분진을 포집하기 위한 더스트 폿트 53을 설치하고, 상부 조로부터 더스트 폿트에 달하는 배기 더스트의 구조를 분진이 배기 덕트에 퇴적되지 않는 형상으로 되어 있다.

즉, 도 32에 도시하는 바와 같이, 덕트 폿트 53에 달하는 진공 배기 덕트 16-1은, 덕트 입구 45 이후가 상방을 향하여 30°∼ 60°의 범위의 경사 각도(θ₀)로 경사된 전체 길이 약 1.5m의 상승 경사부 46과, 상승 경사부 46의 정상부 47 이후가 하방을 향하여 경사 각도 약 45°로 경사된 전체 길이 약 1.5m인 하강 경사부 48로 구성되어 있다.

상방을 향한 경사 각도가 30°보다 작으면 배기 가스 중의 분진으로 이루어지는 분체의 안식 각보다 작아지므로, 상승 경사부에 도달하는 분진이 진공 조에 미끄러져 추락함 없이 차례로 퇴적된다.

경사 각도가 60°를 넘는 경우에는 설비 제약상 그와 같은 설계를 수행하는 것이 곤란해진다. 또한, 경사 각도를 60°이상으로 하더라도 상승 경사부의 분진을 진공조로 낙하시키는 효과는 거의 변함없으므로, 60°를 경사 각도의 상한으로 한다.

또한, 진공 배기 덕트의 실제 길이 L_o란, 진공 배기 덕트의 배기 방향을 따르는 길이이며, 덕트 입구로부터 가스 냉각기에 이르기까지의 합계 길이를 말한다.

실제 길이가 15m보다 짧아지면, 진공 조로부터 가스 냉각기에 송입되는 배기 가스 중의 분진 량이 현저히 증대됨과 동시에, 배기 가스의 온도가 높아지고, 가스 냉각기의 부하를 증대시키므로 바람직하지 않다.

반대로 실제 길이가 50m를 초과하면, 진공 배기 장치에 걸리는 부하가 한도를 초과하여 커지므로, 필요한 도달 진공 도를 얻기 어려워진다.

상승 경사부 46의 정상부 47 부근에는 가열 장치 49가 상승 경사부 46을 향하여 경사를 가지고 배치되어 있어, 정상부 47, 상승 경사부 46 또는 하강 경사부 48에 퇴적하는 분진 등을 가열 용해하여, 진공조 11 또는 더스트 폿트 36로 흘려 내릴 수 있도록 되어 있다.

하강 경사부 48의 하방에는 분기부 50이 형성되어, 이 분기부 50의 하부에는 더스트 폿트 53이 착탈 자체로 배치되어 있어서, 하강 경사부 48이 경사된 더스트 내면을 따라서 낙하하는 분진 등이 더스트 폿트 53에 쌓이도록 구성되어 있다.

또한, 도 33의 평면도에 도시한 바와 같이, 진공 배기 덕트 16-1은 분기부 50에 있어서, 배기 가스가 흐르는 방향이 약 90°변화되도록 되어 있어, 이와 같은 배기 가스 흐름 방향 및 속도 변화에 의해, 배기 가스 중의 분진이 더스트 폿트 53으로 침강되는 것이 촉진되도록 되어 있다.

진공 배기 덕트 16-1의 본체 부분은 더스트 폿트 53의 직상부에 있는 분기부 50인 하강 경사부 48의 말단 부로부터 굴곡부 및 직선 부를 가지고 연장되어, 가스 냉각기 55의 입구에 접속되어 있다.

또한, 덕트 입구 45로부터 가스 냉각기 55의 입구에 달하는 진공 배기 덕트 16-1의 실제 길이 (L₀), 및 경사 각도 (θ₀)를 필요에 따라서 임의의 값으로 설정할 수 있도록 되어 있다.

가스 냉각기 55는, 내부에 냉각판 등을 구비한 배기 가스의 냉각 장치이며, 도시 않은 진공 배기 장치에 의해서 그 내부의 가스가 배기되는 구조로되어 있다. 또한, 냉각판 또는 그 내벽에 충돌되어 속도를 잃은 배기 가스 중의 고체 입자(분진)가 역원추 형상으로 형성된 가스 냉각기 55의 저부에 쌓이므로, 이것을 필요에 따라서 포집할 수 있다.

폿트 탈착 장치 52는 도 34에 도시한 바와 같이, 선단부에 코터 공 57이 형성된 가이드 봉 58과, 가이드 봉 58을 접시 스프링 59를 매개하여 상하 방향으로 이동시키기 위한 유압 실린더 60과, 유압 실린더 60을 고정하기 위한 상부 플랜지 63과, 가이드 봉 58을 도시 않은 가이드 공을 매개하여 이동 자재로 보호 지지하고, 더스트 폿트 53의 받치 플랜지 62에 접속시키기 위한 고정 플랜지 61을 가진다.

더스트 폿트 53은, 대략 원통 상의 강철 제이거나 주물형의 바닥있는(bottoming)용기이며, 그 상단 부에 배치되는 수용 플랜지 62와, 그 수용 플랜지 62에 설치된 상기 폿트 착탈 장치 52의 가이드 봉 58을 삽입하기 위한 가이드 봉 삽입 공과, 더스트 폿트 53의 외주 부에 대향하여, 부착된 한 쌍의 걸기 용의 터니언(turnnion) 54를 가진다.

또한, 더스트 폿트 53의 내벽 부에는 필요에 따라서 캐스터블 등의 내화 라이닝재가 피복 되도록 되어 있다.

더스트 폿트 53에 쌓이는 분진 양이 많아진 경우에는, 폿트 착탈 장치 52를 이용하여 더스트 폿트 53을 제거함으로써, 더스트 폿트 53내의 분진을 용이하게 제거할 수 있음과 동시에, 분기부 50 주변의 청소 등의 유지를 위한 보수를 수행할 수 있다.

더스트 폿트 53을 진공 배기 덕트 16-1로부터 제거할 경우에는, 우선 더스트 폿트 53의 터니언 54에 부착된 걸림쇠 64에 체인 65를 장착하여, 도시하지 않은 체인 블록을 이용하여 더스트 폿트 53을 지지한다. 그리고, 이와 같은 상태에서 수용 플랜지 62 및 고정 플랜지 61간의 고정 볼트 넛트류를 제거한다.

다음으로 유압 실린더 60을 도시하지 않은 유압 유닛을 이용하여 작동시킴으로써, 접시 스프링 59를 눌러 밀면서 가이드 봉 58을 밀어 내린다.

이로 인하여, 코터 56에 걸리는 구속력이 해방되어, 가이드 봉 58의 코터 공 57에 삽입되어 있는 코터 56이 제거되는 상태가 된다.

그리고, 코터 56을 코터 공 57로부터 제거함과 동시에, 체인 블록을 이용하여 더스트 폿트 53을 하강시킨다.

이와 같이 하여, 수용 플랜지 62의 가이드 삽입 공 62-1로부터 가이드 봉 58을 제거하여, 더스트 폿트 53을 진공 배기 덕트 16-1로부터 완전히 이탈시킨 후, 더스트 폿트 53 중에 퇴적되는 지금 등을 포함하는 분진을 제거할 수 있다.

전술한 바와 같이, 본 발명의 진공 배기 덕트는 분진의 덕트 내의 퇴적을 효과적으로 억제하므로, 진공 배기 덕트 내에서의 배기에 따른 압력 손실을 증대시키지 않으면서도, 소정 레벨의 진공 도를 유지할 수 있다.

본 발명에서는 상기한 장치의 각 특징을 적어도 하나 가지는 것이며, 이것에 의해 진공 정련 장치의 안정된 조업을 수행할 수 있다.

<실시예>

실시예 1

본 발명의 일실시 형태에 있어서의 스테인레스강의 갑압 취산 정련 방법을 확인하기 위해, 실시 예로서, 150톤 규모의 감압 취산 정련 장치를 이용하여 수행했다.

전로에 있어서, 〔%C〕가 0.6∼0.7%, 〔%Cr〕가 10∼20% 함유되는 용강을 용제한 후, 도 1에 도시한 취산 정련 장치를 이용하여 승열 및 취산 탈탄을 실시했다.

이 경우의 취산 속도로서는, 어떤 경우에 있어서도, 승열기 탈탄 정련기에 관계없이, 〔%C〕= 0.3% 까지의 동안에는 23.3N㎥/h/t으로 일정하게 하고, 그 후의〔%C〕=0.15%∼0.05%까지의 동안에는 23.3N㎥/h/t으로부터 10.5N㎥/h/t까지 송산 속도를 일정한 속도로 순차 저하시키는 송산 속도 제어를 수행하고, 최종적으로 〔%C〕=0.05%에서 분사를 정지했다. 각반용 Ar 가스의 유량으로서는 모두, 승열기는 4.0N1/min/t, 탈탄 정련기는 2.7N1/min/t로 했다.

표 1 및 도 4에 본 발명의 실시 예를 비교 예를 함께 도시한다. 또한, No.1∼5는 본 발명에 의한 실시 예, No. 6∼11 는 비교 예이다.

No.1∼5의 실시 예에서는 도 4에 도시한 바와 같이, Al 열 상승기 G값 및 탈탄 정련기 G값은 모두 상기 (1) 식을 만족하므로, 승열기 및 탈탄 정련기의 크롬 산호 량도 많으며 스플래쉬의 발생 량도 매우 적었다.

이것에 대해, No.6에서는 Al 열 상승기의 G값은 평균치로서 -20보다 큰 경우이지만, 열 상승기에 크롬의 산화가 대폭 진행되는 것을 알 수 있다. 또한, No.7에서는 Al 열 상승기의 G값은 평균치로서 -20이하이지만 열 상승 기간 중에 -20을 넘는(최대치 -18)경우이며, 이 경우에도 G값이 -20을 넘는 기간 중에 크롬의 화가 진행되는 것을 알 수 있다.

또한, No.8에서는 탈탄 정련기 중의 평균 G값 (-18)이 -20 넘는 경우이며, 이 경우에는 과잉한 크롬의 산화가 나타나며, 한편, No.9에서는 평균 G값(-24) 는 -20에서 -35의 범위이지만, 부분적으로는 -20을 넘는 기간이 존재하므로, 이 기간에 크롬의 산화가 진행됨을 볼 수 있다. 또한, No.10에서는 탈탄 정련기 중의 G값(-37) 이 -35미만이 되는 기간이 존재하므로, 크롬 산화는 억제되지만, 이 기간 중에 스플랫쉬가 다량으로 발생되어 조업성의 악화가 문제시된다.

No.11에서는 열 상승기용의 Al을 열 상승 취산 기간 중에 일괄 투입되어 있으므로 열 상승기의 크롬의 산화의 증대가 인정되었다.

또한, 본 발명에 의한 실시 예 No.4에 있어서, 탈탄 정련기의 G값을 구체적으로 조정하는 방법을 표 1 (2)에 나타낸다. 즉, 용강 내의〔%C〕가 0.7%에서 분사 정지 시의 C함유량 0.05%까지 탈탄하는 과정에서 〔%Cr〕, T를 각각 구하고, 진공조내의 P를 제어함으로써, 표 1 (2)에 나타내는 바와 같이 G값을 각각 조정하여 탈탄 정련했다. 상기 정련의 추이로서 표 1 (2)에 도시되어 있으며, G값이 최대치 -21, 최소치 -25, 평균치 -23으로 조정되어 양호한 탈탄 결과를 얻었다.

	No.	Al열상승중G값	탈탄 정련기 G값	열상승용Al투입방법	크롬산화량 (kg/t)	스플랫쉬발생	평가
		평균치	최대치	최소치	평균치	최대치	최소치	열상승기	탈탄기	합계
본발명	1	-25	-22	-27	-28	-27	-30	분할	0.2	0.7	0.9	근소	○
	2	-23	-21	-25	-27	-25	-31	분할	0.3	0.8	1.0	근소	○
	3	-22	-20	-24	-25	-23	-29	분할	0.5	0.9	1.4	근소	○
	4	-22	-21	-23	-23	-21	-25	분할	0.4	1.1	1.5	근소	○
	5	-26	-21	-28	-30	-25	-35	분할	0.2	0.4	0.6	근소	○
비교예	6	-16	-15	-17	-27	-25	-29	분할	2.4	0.7	3.1	근소	×
	7	-21	-18	-23	-24	-22	-26	분할	2.1	0.9	3.0	근소	×
	8	-22	-20	-24	-18	-15	-26	분할	0.5	4.6	5.1	근소	×
	9	-24	-23	-25	-24	-18	-29	분할	0.3	2.7	3.0	근소	×
	10	-22	-21	-25	-29	-26	-37	분할	0.5	0.2	0.7	다량	×
	11	-23	-21	-26	-27	-25	-29	일괄	2.7	0.4	3.1	근소	×

No.	G	PTorr	TK	C%	Cr%
1	-21	160	1630	0.7	16.3
2	-22	130	1650	0.5	16.3
3	-24	80	1670	0.3	16.2
4	-25	30	1690	0.1	16.1
5	-25	20	1720	0.05	15.9

실시예 2

실시 예1과 같은 조건에 있어서, Al 열 상승 시에 Al과 함께 CaO를 투입하여 CaO의 첨가 효과를 검증했다.

표 2, 표 3에 본 발명의 실시 예를 비교 예와 함께 나타낸다. No.1∼12는 본 발명에 의한 실시 예이다. 이것에 대해, No.13은 W_CaO/W_Al비가 0.8 미만이므로, 칼슘 알루미네이트의 생성이 촉진되지 않아서, 슬래그가 고형화 상태를 유지하므로, 결과적으로, 샘플링성이 불량하며 탈탄 산소 효율도 낮다. No.14는 CaO 과잉으로 인하여 슬래그 량이 많아지며, 그 결과, 탈탄기에 있어서의 산소 제트의 탈탄 저해가 발생된다. No.15, 16은 각각 열 상승기의 침적 깊이가 200㎜ 미만 및 400㎜을 초과하는 경우의 예를 나타낸 것이며, 20㎜ 미만에서는 샘플링성도 불량하며, 탈탄기의 탈탄 산소 효율도 낮다.

이 때, 400㎜를 초과하는 경우에는 샘플링성은 양호하지만, 조내 슬래그의 배출 부족에 기인한 탈탄 산소 효율 저하(커버 링에 의한 탈탄 저해)가 문제시된다. 또한, No.17, 18는 탈탄기에서의 침적 깊이가 500㎜ 미만 및 700㎜을 초과하는 경우를 나타낸 것이다. 500㎜ 미만인 경우에는, Cr₂O₃릿치한 슬래그의 조기 관외 유출에 따른 경화(샘플링성 악화) 및 탈탄 산소 효율 저하가 나타나며, 700㎜를 초과하는 경우에는, 용강 순환의 악화로 인한 탈탄 산소 효율 저하가 문제시된다.

또한, No. 19, 20은 열 상승기에 있어서의 각반용 Ar 가스 유량이 3.3Nl/min/t 미만 및 4.7Nl/min/t를 초과한 경우의 예이며, 3.3Nl/min/t 미만 시에는 슬래그의 다량 조내 잔존에 따른 탈탄 산소 효율의 저하가, 4.7Nl/min/t 초과 시에는 칼슘 알루미네이트 생성 부족에 의한 샘플링성 악화가 문제시된다. No. 21, 22는 탈탄기의 각반용 Ar 가스 유량이 1.7Nl/min/t 미만 및 6.0Nl/min/t 초과 시의예이며, 각각 1.7Nl/min/t미만인 경우에는 환류 부족이, 6.0Nl/min/t 초과 시에는 생성 Cr₂O₃의 조기 관외 유출에 따른 탈탄 산소 효율의 저하가 확인되었다_.

	No.	WCaO/WAl	침적 깊이(㎜)	각반용 Ar가스유량(Nl/min/t)	탈탄기탈탄산소효율 (%)	샘플링성	평가
			열상승기	탈탄기		열상승기	탈탄기
본발명	1	1.0	300	600	4.0	2.7	75	○	○
	2	1.4	350	650	3.7	2.3	73	○	○
	3	0.8	300	600	3.9	2.5	71	○	○
	4	4.0	300	600	3.8	4.3	70	○	○
	5	1.5	200	600	4.2	2.9	74	○	○
	6	1.1	400	650	3.5	3.2	71	○	○
	7	1.7	300	500	3.8	5.4	75	○	○
	8	2.6	250	700	4.1	3.1	73	○	○
	9	1.5	350	550	3.3	2.6	70	○	○
	10	3.4	300	600	4.7	3.3	72	○	○
	11	1.2	300	600	3.9	1.7	68	○	○
	12	1.8	300	550	4.0	6.0	76	○	○

	No.	WCaO/WAl	침적 깊이(㎜)	각반용 Ar가스 유량 (Nl/min/t)	탈탄기탈탄산소효율 (%)	샘플링성	평가
			열상승기	탈탄기		열상승기	탈탄기
비교예	13	0.6	250	600	3.9	2.6	48	×	×
	14	4.5	300	600	4.1	2.9	43	△	×
	15	1.9	50	600	3.8	3.2	44	×	×
	16	1.0	450	600	4.2	3.5	42	○	×
	17	2.1	300	400	4.0	2.7	49	×	×
	18	1.5	300	800	3.9	3.0	43	○	×
	19	1.3	300	600	2.5	2.7	45	○	×
	20	2.1	350	650	5.6	3.3	48	×	×
	21	1.6	300	650	3.5	1.2	34	○	×
	22	1.8	300	600	4.0	8.5	49	×	×

실시예 3

하기 실험 조건에 근거하여, 취산 탈탄 정련기에 CaO를 진공 조내에 첨가하여, CaO의 첨가 결과와 슬래그 두께의 결과를 검증했다.

실시 예는 150t 용강 도가니를 이용하여, 전로에서 〔%C〕= 0.7% 까지 성기게 탈탄한 16% Cr 스테인레스 용강을 이용하여 수행했다. 이 경우, 취산 속도는 모두 24.0N㎥/h/t에서 〔C〕= 0.05%까지 취산 탈탄을 실시했다. 또한, 취산 탈탄기의 각반용 Ar 가스로서는 모두 3.3Nl/min/t로 했다.

실험 결과로부터, 본 발명의 범위 내에서는 표 4에 도시한 바와 같이, 스플랫쉬 발생에 의한 조업성 악화를 수반하지 않고, 고 생산성을 유지한 진공 하에서의 용강의 취산 탈탄을 수행할 수 있음을 알 수 있다.

	No.	조내슬래그 두께(㎜)	슬래그 조성	스플랫쉬발생	탈탄 산소 효율 (%)	내화물용손	평가
			(%CaO/ %SiO2)			(%Al2O3)	(%Cr2O3)
본발명	1	350	2.5	21	28	근소	76	근소	○
	2	600	2.3	25	35	근소	74	근소	○
	3	100	3.1	16	26	근소	70	근소	○
	4	1000	2.7	18	29	근소	71	근소	○
	5	250	2.1	15	31	근소	78	근소	○
	6	400	2.9	22	35	근소	68	근소	○
	7	650	1.0	10	38	근소	75	근소	○
	8	500	4.0	23	24	근소	72	근소	○
	9	350	3.4	5	26	근소	76	근소	○
	10	550	2.5	30	27	근소	71	근소	○
	11	600	2.4	20	40	근소	74	근소	○
비교예	12	70	3.1	15	31	다량 발생	72	근소	○
	13	1200	2.5	18	24	근소	34	용손큼	×
	14	300	0.6	24	36	근소	71	용손큼	×
	15	250	4.5	21	27	다량 발생	72	근소	×
	16	600	2.7	3	29	다량 발생	74	근소	×
	17	750	2.4	38	24	근소	70	용손큼	×
	18	450	3.0	19	55	다량 발생	71	근소	×

실시예 No.	1	2	3	4	5
고탄소농도영역	h/H	0.3	0.4	0.1	0.6	0.2
	불활성가스 유량* Nl/min	1.7	1.9	1.8	1.6	0.3
저탄소농도영역	산소 가스 유량의 감소속도*N㎥/h/min	6.7	7.1	5.2	2.6	3.1
	침적관 깊이 h의 증감	유	유	유	유	유
①스플랫쉬 발생 현황	○	○	○	○	○
②탈탄 산소 효율%고탄소 농도 영역저탄소 농도 영역	7472	7171	7170	7069	7570
③진공조∼레이들간의 고착	무	무	무	무	무
④생산성 크롬 손실	○	○	○	○	○
종합 평가 ①∼④	○	○	○	○	○

(*처리하는 용강 1톤 해당 양을 나타낸다)

실시예 No.	6	7	8	9
고탄소농도영역	h/H	0.3	0.2	0.2	0.6
	불활성가스 유량* Nl/min	4.0	1.9	2.3	2.1
저탄소농도영역	산소 가스 유량의 감소속도*N㎥/h/min	5.6	0.6	12.5	6.1
	침적관 깊이 h의 증감	유	유	유	유
①스플랫쉬 발생 현황	○	○	○	○
②탈탄 산소 효율%고탄소 농도 영역저탄소 농도 영역	7172	7268	7176	7771
③진공조∼레이들간의 고착	무	무	무	무
④생산성 크롬 손실	○	○	○	○
종합 평가 ①∼④	○	○	○	○

(*처리하는 용강 1톤 해당 양을 나타낸다)

비교예 No.	1	2	3	4	5
고탄소농도영역	h/H	0.06	0.8	0.2	0.3	0.3
	불활성가스 유량* Nl/min	1.9	1.8	0.15	5.5	2.2
저탄소농도영역	산소 가스 유량의 감소속도*N㎥/h/min	6.6	5.9	5.7	6.3	0.2
	침적관 깊이 h의 증감	유	유	유	유	유
①스플랫쉬 발생 현황	○	○	○	○	○
②탈탄 산소 효율%고탄소 농도 영역저탄소 농도 영역	4371	4570	3833	4269	7331
③진공조∼레이들간의 고착	무	무	무	무	무
④생산성 크롬 손실	○	○	○	○	○
종합 평가 ①∼④	×	×	×	×	×

(*처리하는 용강 1톤 해당 양을 나타낸다)

비교예 No.	6	7
고탄소농도영역	h/H	0.2	0.2
	불활성가스 유량* Nl/min	1.4	2.0
저탄소농도영역	산소 가스 유량의 감소속도*N㎥/h/min	16.2	6.6
	침적관 깊이 h의 증감	유	유
①스플랫쉬 발생 현황	○	○
②탈탄 산소 효율%고탄소 농도 영역저탄소 농도 영역	7078	7172
③진공조∼레이들간의 고착	무	무
④생산성 크롬 손실	×	○
종합 평가 ①∼④	×	×

(*처리하는 용강 1톤 해당 양을 나타낸다)

실시예 4

실시 예1과 같은 조건하에서, 고 탄소 농도 영역 및 저 탄소 농도 영역에서의 탈탄 정련의 상세한 실험을 수행했다.

실험 결과를 표 5 ∼ 표 8에 나타낸다.

여기에서 도 15 ∼ 도 17은, 탈탄 산소 효율에 대해서, 각각 침적비 (h/H), 불활성 가스 유량(N) 및 산소 가스 유량의 감소 속도(R)와의 관계를 구한 그래프이다.

도 15 및 도 16에 도시한 바와 같이, 침적비(h/H)를 0.1∼0.6 으로 하여, 불활성 가스 유량(N)을 0.3∼4.0Nl/min/t의 범위로 각각 유지함으로써 탈탄 산소 효율을 65% 이상으로 할 수 있다.

또한, 도 17에서 알 수 있는 바와 같이, 산소 가스 유량의 감소 속도(R)를 0.6 ∼12.5N㎥/h/t/min의 범위로 설정함으로써, 생산성의 악화를 초래함 없이, 탈탄 산소 효율을 65% 이상으로 유지할 수 있음을 알 수 있다. 또한, 도 17의 사선부는 전체 정련 처리에 있어서의 처리 시간 등이 길어져서, 생산성 악화를 초래하는 영역을 도시하고 있다.

예를 들면, 실시 예 No.1은 고 탄소 농도 영역에 있어서, 산소 가스 유량을 규정한 3∼25N㎥/h/t로 유지함과 동시에, 표 5 에 도시한 바와 같이, 침적비 (h/H), 불활성 가스 유량(N)을 각각 0.3, 1.7Nl/min/t로 유지하여, 이어지는 저 탄소 농도 영역에서는, 산소 가스 유량(Q)을 매분 6.7N㎥/h/t의 감소 속도로 저감하여, 침적관 14의 침적 깊이(h)의 증감 조작을 수행한 예를 나타낸다.

그리고, 표 5 및 표 6의 결과란 ①∼④에 도시한 바와 같이, 예를 들면, 실시 예 No.1에 있어서는, ①스플랫쉬 발생 상황은 다소 양호(○)하며, ②탈탄 산소 효율은 고 탄소 농도 영역 및 저 탄소 농도 영역에 있어서, 각각 74%, 72%가 되며, 생산 관리상 요구되는 소정 레벨(65%)보다도 높은 비율이었다.

또한, ③진공 조와 레이들간의 고착은 없으며, ④ 크롬 손실도 소정 레벨 보다 적으며, 양호한 결과 (○)를 얻었다.

따라서, 실시 예 No.1에 있어서는 상기 ①∼④중 어떤 조건도 만족시키므로 저 종합 평가는 양호(○)한 것으로 판정되었다.

이와 같이 실시 예 1∼9에 있어서는, 탈탄 정련의 모든 조건을 적정하게 조정, 유지함으로써, 모두 양호한 종합 평가(○)를 얻을 수 있음을 알 수 있다.

한편, 표 7 및 표 8은 본 발명의 범위를 일탈하는 조건을 갖춘 비교 예 No.1∼8을 나타낸 것이며, 모든 예에 있어서, 그 종합 평가는 불량한(×) 것으로 나타났다.

여기에서, 비교 예 No.1은, 침적비 (h/H)를 본 발명의 범위(0.1∼0.6)으로부터 벗어나는 값인 0.06으로 설정한 예이므로, 이 경우에는 고 탄소 농도 영역에서의 탈탄 산소 효율이 43%로, 양호함과 불량함의 기준치인 65%보다도 낮은 값으로 되어 있다.

또한, 비교 예 No.2는 산소 가스 유량(Q)을 본 발명의 범위인 3∼25N㎥/h/t보다도 높게 벗어나는 범위의 값으로 설정한 예이며, 고 탄소 농도 영역에서의 탈탄 산소 효율은 45%로 저율이 된다.

비교 예 No.3은, 불활성 가스 유량(N)을 본 발명의 범위(0.3∼4.0Nl/min/t)를 벗어나는 0.15Nl/min/t로 설정한 예이다.

이 경우에는 고 탄소 농도 영역에 있어서의 탈탄 산소 효율이 38%로 더욱 저율이 되었다.

비교 예 No.4는, 고 탄소 농도 영역에 있어서의 산소 가스 유량을 본 발명의 범위인 3∼25N㎥/h/t 보다 낮게 벗어나는 값으로 설정한 예이며, 고 탄소 농도 영역에 있어서의 탈탄 산소 효율은 42%가 되며, 불량한 것으로 판정되었다.

비교 예 No.5는 저 탄소 농도 영역에 있어서의 산소 가스 유량의 감소 속도(R)를 본 발명의 범위 (0.5∼12.5N㎥/h/t/min)에서 벗어나는 값인 0.2N㎥/h/t/min으로 설정한 예를 나타낸다. 이 경우에는 저 탄소 농도 영역에 있어서 탈탄 산소 효율이 31%로 저율이 된다.

비교 예 No.6은, 저 탄소 농도 영역에 있어서의 산소 가스 유량의 감소 속도 (R)을 본 발명의 범위 (0.5∼12.5N㎥/h/t/min)을 초과하는 값인 16.2N㎥/h/t/min으로 설정한 예이며, 크롬 손실 등이 무시할 수 없는 양만큼 발생되어, 생산성이 현저히 손상된다.

마지막으로 나타낸 비교 예 No.7은, 저 탄소 농도 영역에 있어서 진공조 침적관 14 침적 깊이 (h)를 고정하여 탈탄 정련을 수행한 예를 도시하고, 레이들 13 내벽과 침적관 14 외벽의 용강 면에 슬래그 12가 부착되어 양자간에 고착이 발생되고, 생산 장해가 된 예를 도시한다.

실시예 5

150톤(t) 규모의 진공 정련 장치를 이용하여 탈 가스 처리 실험을 수행했다. 표 9에는 본 발명의 실시 예를 도시하며, 표 10은 비교 예를 도시한다.

표 9의 본 발명의 실시 예(No.1∼14)의 경우 및 표 10의 비교 예(No.15∼26)의 모든 경우에, 전로에 의해 크롬 농도를 5%이상(주로, 10∼20%) 포함하는 스테인레스 성긴 용강을 탄소 농도가 0.7% 정도까지 조탈탄(粗脫炭)을 수행한 후, 진공 하에서의 취산 탈탄 정련 및 30∼60분간의 탈 가스 처리를 실시했다. 본 발명의 실시 예에 있어서의 대상 강종의 최종 목표 탄소 농도 범위는 모두 0.002%(20ppm)이다. 또한, 취산 탈탄 정련시의 산소 가스의 취산 속도는 모두 20 N㎥/h/t로 했다.

비교 예 No.15의 경우에는, 취산 정지 시의〔%C〕를 0.012%(0.02%보다 작다)로 하는데, 이로 인하여, 취산 시의 크롬의 산화가 증대되어 있다. 비교 예 No.16의 경우에는 취산 정지 시의 〔%C〕를 0.125%(0.1%보다도 크다)로 하는데, 이로 인하여, 도달 탄소 농도가 커져서 소정 처리 시간이 범위 내에서 예정된 스테인레스강을 제조할 수 없다. 비교 예 No.17은 취산 정지 시의 진공 도를 본 발명의 조건에 의해 더욱 고 진공 도로 한 경우이며, 탈 가스 시의 산소 부족에 따라서 탈탄이 원활히 이루어지지 않았다. 비교 예 No.18은 취산 정지 시의 진공 도를 본 발명의 조건에 의해 더욱 저 진공 측으로 한 경우이지만, 크롬의 산화가 증대되어 바람직하지 않다.

비교 예 No.19는 탈 가스 처리의 도달 진공 도를 12 Torr로 한 경우이며, 평균 도달치가 높으므로, 도달〔%C〕가 크다. 비교 예 No.20은 탈 가스 처리 시의 재취산 산소 량을 적게 한 경우이며, 탈 가스 시의 용강 중의 산소가 부족하므로, 탈탄이 원활히 수행되지 않고, 결과적으로는 도달〔%C〕가 크다. 비교 예 No.21은, 재취산 산소 량을 크게 한 경우이며, 과잉한 산소에 의해서 크롬이 산화된다.

비교 예 No.22는, 재 취산 시의 진공 도를 본 발명의 조건에 의해 고 진공 측으로 한 경우의 예를 나타내며, 용강 중에 용해해야 할 산소 양이 부족하므로,탈탄 속도가 느려지므로 도달〔%C〕가 크고, 비교 예 No.23에 있어서는, 재 취산 시의 진공 도를 본 발명의 조건에 의해 저 진공 측으로 하므로, 크롬 산화가 진행된다. 다음으로, 비교 예 No.24는 각반용 가스의 일 예인 아르곤 가스의 양을 본 발명의 조건에 이해 감소시킨 예를 나타내는데, 용강의 각반이 충분히 이루어지지 않으므로, 도달 〔%C〕의 값이 크고, 비교 예 No.25는 각반용 아르곤 가스 양을 본 발명의 조건에 의해 증가시킨 예를 나타내는데, 내화 물에 대한 가스 어택이 심해지므로, 내화물 손상이 커진다. 또한, 비교 예 No.26은 조내 잔류 슬래그 량을 많도록 한 경우를 나타내며, 탈탄 반응의 주요 사이트인 자유 표면의 확보가 불충분하므로 탈탄 속도가 작아져서, 도달 〔%C〕값이 크다.

	No.	분사 정지시〔C〕〔%〕	분사 정지시진공도 (Torr)	도달 진공도 (Torr)	재분사 산소량 (N㎥/t)	재분사시진공도 (Torr)	각반용Ar 가스유량 (Nl/min/t)	조내 잔류슬래량(t/㎥)	탈탄 속도 정수(ℓ/min)	도달 〔C〕(ppm)	내화물 손모상황	취산시 크롬 산화량	평가
본 발 명	1	0.025	50	1.5	1.9	15	5.5	0.35	0.19	7	소	소	◎
	2	0.034	65	2.0	2.5	23	6.1	0.42	0.17	9	소	소	◎
	3	0.01	45	2.5	1.5	37	6.3	0.28	0.11	9	소	소	◎
	4	0.10	75	1.0	2.3	18	4.8	0.35	0.14	11	소	소	◎
	5	0.041	10	2.3	1.8	8	5.2	0.44	0.15	12	소	소	◎
	6	0.029	100	0.9	2.8	25	6.6	0.38	0.12	8	소	소	◎
	7	0.031	35	5.0	3.3	22	5.9	0.41	0.13	11	소	소	◎
	8	0.043	60	1.1	0.3	19	3.9	0.45	0.11	9	소	소	◎
	9	0.051	65	3.4	5.0	26	6.8	0.22	0.13	12	소	소	◎
	10	0.032	45	2.9	2.1	5	5.2	0.19	0.15	11	소	소	◎
	11	0.036	40	1.6	3.9	30	4.9	0.25	0.14	13	소	소	◎
	12	0.024	25	0.8	1.7	17	2.5	0.36	0.11	8	소	소	◎
	13	0.037	15	1.4	4.1	20	8.5	0.28	0.12	10	소	소	◎
	14	0.028	20	2.1	2.4	9	5.0	1.2	0.12	11	소	소	◎

	No.	분사 정지시〔C〕〔%〕	분사 정지시 진공도 (Torr)	도달 진공도 (Torr)	재분사 산소량 (N㎥/t)	재분사시 진공도 (Torr)	각반용Ar 가스유량 (Nl/min/t)	조내 잔류 슬래량(t/㎥)	탈탄 속도 정수(ℓ/min)	도달 〔C〕(ppm)	내화물 손모 상황	취산시 크롬 산화량	평가
비 교 예	15	0.012	15	3.5	2.2	15	6.3	0.36	0.10	17	소	대	×
	16	0.125	75	2.6	1.7	21	5.9	0.24	0.06	89	소	소	×
	17	0.031	7	0.6	2.9	10	4.5	0.19	0.03	96	소	소	×
	18	0.039	125	3.2	1.3	18	3.9	0.45	0.12	15	소	대	×
	19	0.041	25	12	3.6	21	4.6	0.23	0.07	104	소	소	×
	20	0.036	30	2.2	0.2	20	6.4	0.35	0.05	83	소	소	×
	21	0.045	25	2.6	6.7	16	6.6	0.38	0.13	13	소	대	×
	22	0.052	45	3.3	3.4	3.5	7.3	0.24	0.04	79	소	소	×
	23	0.027	20	3.5	2.6	50	7.5	0.22	0.11	17	소	대	×
	24	0.036	20	1.6	1.6	13	1.8	0.31	0.03	87	소	소	×
	25	0.026	25	2.7	2.3	19	12.5	0.44	0.14	11	대	소	×
	26	0.043	35	3.9	1.9	23	6.6	1.45	0.04	74	소	소	×

실시예 6

실시 예는 175톤 규모의 진공 탈 가스 장치를 이용하여 수행했다. 전로에서 〔%C〕가 약 0.7%, 〔%Cr〕을 5% 이상(주로 10∼20%) 포함되는 용강을 용제한 후, 도 1에 도시한 형상의 진공 정련 장치를 이용하여 〔%C〕= 0.01% 까지의 취산 탈탄 정련을 실시했다. 이어서, 취산 정지 후, 저부로부터의 불활성 가스에 의한 각반만으로, 30분간의 탈 가스 처리에 의해 C를 20ppm이하로 했다.

표 11은 탈 가스기에 있어서의 본 발명의 실시 예를 비교 예와 함께 도시한 것이다. 시험 No.5는 K값이 3.5를 초과하는 경우이며, 기포 활성 면의 면적과 각반 강도의 유지는 충분하며, 도달 〔C〕도 낮으나, 취입 가스 공급량의 증대 등에 의한 내화물의 손모가 촉진되므로, 실용적이지 못하다.

표 11에 의해 알 수 있듯이, 본 발명의 취산기에 있어서는 적정한 산소 공급과 침적관내 용강의 각반 상태를 적정하게 제어하는 효과에 의해, 크롬 산화 손실도 적어지고, 탈 가스기에 있어서는 기포 활성 면적과 표면 각반 강도를 유지함으로써, 효율적으로 고 순도 스테인레스 강을 용제하는 방법으로서 뛰어난 방법인 것을 알 수 있다.

	No.	K값	대 전용강 표면적 기포 활성면 점유율(%)	처리전 탄소 농도(ppm)	처리후탄소농도(ppm)	내화물 손모 상황	평가
본 발 명	1	2.4	85	100	8	○	◎
	2	0.5	80	102	10	○	◎
	3	3.5	85	104	6	○	◎
	4	3.1	10	105	12	○	◎
비 교 예	5	4.5	85	111	7	×	×
	6	0.2	75	101	40	○	×
	7	2.7	7	106	37	○	×
VOD	8	­	­	104	45	△	×

실시예 7

본 발명의 진공 정련 탈 가스 처리 후 환원용 Al을 첨가한 실험을 하기와 같이 실시했다.

실시 예는 150톤 규모의 진공 정련 장치를 이용하여 수행했다. 전로로부터 출강된 크롬 농도를 5% 이상 (주로, 10∼20%) 포함하는 스테인레스 성긴 용강을 진공 하에서 취산 탈탄 정련하고, 탈 가스 처리를 수행한 후, 진공조 상부로부터 Al을 첨가함으로써, 취산 중에 생성된 Cr₂O₃의 환원 회수를 수행했다. 또한, 환원 시간은 일률적으로 5분 동안으로 했다.

표 12에 본 발명의 실시 예를 비교 예와 함께 나타낸다.

No.1 ∼ No.9는 본 발명에 의한 실시 예이다. 이에 비교하여, No.10은 환원 Al 투입 시의 각반용 Ar 가스 유량이 0.1Nl/min/t 미만이 되는 경우이나, 이 경우에는 폴라 스플래그에 대한 용강 침입이 발생되고, 그 후의 환원에 지장을 가져온다. 또한, No.11은 Al 투입 시의 Ar 가스 유량이 과잉이었던 경우이나, 이 때에는 Al 투입 직후의 급작스러운 비등이 발생되었다. 또한, No. 12는 환원 시의 진공 도가 400 Torr 보다 고 진공 측이 된 경우의 예이며, 이 경우에도 급작스러운 발생이 발견되었다.

또한, No.13, No.14는 Al 투입 후의 각반용 Ar 투입 후의 각반용 Ar 가스 유량이 5Nl/min/t 미만이거나 10Nl/min/t를 넘는 경우의 예이지만, 5Nl/min/t 미만의 경우에는 Cr₂O₃회수율 저하가 발생되고, 반대로, 10Nl/min/t를 넘는 경우에는 질소의 막대한 픽업 발생을 볼 수 있다. 또한, No.15는 레이들 벽 상부에 Cr₂O₃함유 슬래그의 부착 경화가 인정되었을 때, 진공조를 용강 중에 침적한 채, Al 투입을 실시한 예이며, 이 경우에는 Cr₂O₃회수 율의 대폭적인 저하가 발견되었다.

	No.	환원용Al투입시Ar유량(Nl/min/t)	환원용 Al 투입시진공도(Torr)	Al 투입후Ar유량(Nl/min/t)	급작스러운 비등	Al 투입시의 진공조의 상태	Cr2O3함유 슬래그의 레이들 벽상부로의 부착 경화	〔N〕 픽업 (ppm)	Cr2O3회수율 (%)	평가
본 발 명	1	0.3	450	8.0	없음	용강에 침적	없음	3	97	○
	2	0.5	600	5.7	없음	용강에 침적	없음	2	96	○
	3	0.1	550	7.5	없음	용강에 침적	없음	2	96	○
	4	3.0	630	8.2	없음	용강에 침적	없음	3	97	○
	5	0.8	760	7.6	없음	용강에 침적	없음	4	95	○
	6	2.4	400	7.5	없음	용강에 침적	없음	1	97	○
	7	1.3	500	5.0	없음	용강에 침적	없음	2	95	○
	8	0.9	650	10.0	없음	용강에 침적	없음	3	98	○
	9	1.7	760	8.3	없음	상승	있음	4	96	○
비 교 예	10	0.05	560	Ar 흐르지않음*	없음	용강에 침적	없음	1	34	×
	11	4.2	450	8.5	있음	용강에 침적	없음	5	65	×
	12	0.8	200	7.4	있음	용강에 침적	없음	1	63	×
	13	0.4	480	3.5	없음	용강에 침적	없음	3	73	×
	14	0.6	550	12.9	없음	용강에 침적	없음	15	98	×
	15	0.3	760	7.8	없음	용강에 침적	있음	2	65	×

*) 폴라 스플래그로 용강 침입 트러블 발생으로 인하여, Ar흐르지 않음.

실시예 8

본 발명의 스테인레스 용강 진공 정련용 진공조 침적관의 보호 방법의 실시를 하기와 같이 수행했다.

우선, 전로에서 용강 량을 150톤 (t), 크롬을 13중량 %, 탄소 농도를 0.7중량 %, Si를 0.03∼0.20중량 % 함유한 용강을 용제하고, 이 용강을 레이들 13에 수탕했다.

이 용강을 수탕할 때, 전로로부터 흘러 들어온 슬래그를 1000kg(SiO₂를 30중량% 함유)로 조정하여, 도 1 에 나태내는 진공 정련 장치 10에서 탈탄 정련, 탈 가스 정련과 그 후에 환원 정련을 수행했다.

또한, 슬래그 조정과 환원 정련의 촉진을 위해 CaO와 금속 Al의 첨가할 때, CaO는 탈 가스 정련시에, 금속 Al은 환원 정련 개시시 및 환원 정련 과정에서 2∼3회 분할하여 첨가했다.

여기에서, 표 13의 실시 예에 이용한 슬래그 No.1∼No.4는 CaO를 8∼18kg/t, 금속 Al을 Al₂O₃환산으로 6∼18kg/t로 조정했다. 특히, No.4에 있어서는, 전로로부터 흘러 들어온 슬래그가 약 1.5배가되며, 슬래그 조성 중에서 SiO₂량이 증가되었다.

다음으로, 표 13에 제시된 조성으로 조정된 슬래그를, 침적관 14의 하단부로부터 500㎜까지, 1회의 침적으로 두께 30㎜의 코팅 층을 형성하고, 이 코팅 층과 대기 및 감압 하 정련을 반복한 결과를 종래의 슬래그 코팅 층이 없는 경우와 비교했다.

침적관의 사용 회수에 있어서는, 코팅을 실시하지 않는 상태에서 감압 하의 진공 정련을 반복하여 실시하는 종래의 경우에 비해, 본 발명은 용강과 슬래그에 의한 용손, 열 부하에 의한 스폴링의 감소에 의해 1.5배나 사용 회수를 연장할 수 있었다.

또한, 이 침적관의 사용 회수가 증가됨에 따라서, 종래의 침적관의 내화 비용을 지수1로 한 경우에, 본 발명의 내화 비용은 약 0.6이 되므로 40%정도의 대폭적인 비용 절감을 도모할 수 있었다.

또한, 코팅에 이용하는 슬래그는, 감압 하 정련 장치에 의한 탈탄 정련, 탈 가스 정련, 특히 환원 정련 반응의 촉진에도 유효한 작용을 하는 첨가물과 생성 조성물을 활용하므로, 침적관의 내화물의 보호와 정련 촉진의 상승적 활용이 도모되어, 정련 효율과 침적관 수명, 내화 비용 저감 등을 향상시킬 수 있다.

또한, 침적과 대기를 반복하여, 복수 회의 코팅을 수행하여, 두께 60㎜의 코팅 층을 형성한 경우에 있어서도, 대략 동일한 결과를 얻을 수 있었으나, 복수 회의 코팅을 수행함으로써, 재 사용할 경우에 고 온도의 용강과 슬래그 열에 의한 스폴링에 기인한 손모를 방지할 수 있으며, 보다 바람직한 결과를 얻을 수 있었다.

No.	1	2	3	4
CaO(wt%)	50.0	37.0	22.0	48.0
SiO2(wt%)	7.0	10.0	17.0	25.0
Al2O3(wt%)	35.0	41.0	48.0	17.0
Cr2O3(wt%)	2.0	5.0	6.0	4.0
MgO	5.5	6.0	6.0	5.0
FeO와Fe2O3의 합계(wt%)	0.5	1.0	1.0	1.0
Al2O3와 CaO의 총량(wt%)	85.0	78.0	70.0	65.0
Al2O3/CaO	0.70	1.11	2.18	0.35

실시예 9

본 발명의 도 24에 도시한 진공 정련 장치를 이용하여 이하의 실험을 수행했다.

여기에서, 표 14, 표 15에 나타낸 실시 예 No.1∼6은, 프리보오드부에 상당하는 확경부 36의 내경 D_L및 내 단면적 S_L(㎡), 확경부의 길이 A, 산소 가스 분사거리 L, 내경 D_S인 축경부 37의 내 단면적 S_S(㎡) 등의 진공 탈탄 정련 조건을 다양한 값으로 설정하여 진공 탈탄 정련을 수행했을 때의 결과를 나타낸 것이다.

상기 표에서 알 수 있는 바와 같이, 진공 정련에 있어서의 진공조 15의 기하학적 배치를 규정하는 (D_L/L) 비 및 (S_S/S_L)비를 각각 0.5∼1.2, 0.5∼0.9의 범위로 설정한 실시 예 No.1∼6에 있어서는, 진공조내 지금 부착 및 용강면 직상부(화점 직상부)의 수평 위치를 대응하는 내화물 용손은 각각 미소(무)하며, 내화물 비용이 표 중의 ○표로 나타내는 바와 같이, 소정 수준 내로 유지되는 상태이며, 평가 결과는 양호(○)한 것을 알 수 있다.

여기에서 탈탄 산소 효율이란, 산소 랜스로부터 공급되는 산소 가스의 전량에 대해, 탈 탄소 반응에 기여한 산소 가스 양의 비율을 말하며, 실시 예 No.1∼6에 있어서는 탈탄 산소 효율은 68∼78%의 레벨이었다.

또한, 균일 혼합 시간이란, 진공 정련시의 용강 11의 각반 결과의 정도를 나타내는 지표이며, 예를 들면, 용강 중에 표식이 되는 금속 원소 등을 투입하여, 그 금속 원소의 농도가 모두 같거나, 또는 일정하게 될 때까지 걸리는 시간으로 표시되는 값이며, 실시 예 No.1∼6 에 있어서는, 38∼51초의 범위로 나타난다.

또한, 표 16의 비교 예 No.1∼4는, 상기 (D_L/L) 비 및 (S_S/S_L)비 중 어느 것이 적정 범위를 벗어나는 예를 나타낸다.

비교 예 No.1은 (D_L/L) 비가 0.4로 적정 범위를 벗어나 용강 면 직상부의 수평 위치에 대응하는 내화물 용손이 커지므로 평가 결과는 불량(×)했다.

비교 예 No.2는 (D_L/L) 비가 1.5로 적정 범위를 크게 벗어나, 취산되는 산소가 용강 면에 분사되어 지는 강도가 약하며, 탈탄 반응이 대폭 저하되므로 평가 결과는 불량(×)했다.

비교 예 No.3은, (S_S/S_L) 비가 0.4로 적정 범위보다 낮으므로, 배출 가스의 유로 저항이 커져서, 진공 도가 악화되고 평가 결과는 불량(×)했다.

비교 예 No.4는 (S_S/S_L) 비가 1.0로 적정 범위보다 크므로, 진공조내 지금 부착이 커지므로 결과적으로 불량(×)하다.

실시예 No.	1	2	3	4
진공 탈탄 정련 조건면적 단위㎡	확경부	길이 A내경 DL내단면적 SL	230021003.46	230021003.46	230021003.46	230021003.46
	산소 가스 분사 거리 L	2625	2334	2334	3000
	축경부 내단면적 SS	2.76	2.42	1.86	2.76
	DL/L	0.8	0.9	0.9	0.7
	SS/SL	0.8	0.7	0.54	0.8
	부채형 차폐체설치개수간격㎜	0-	0-	0-	0-
진공탈탄 정련 결과	진공조내 지금 부착	무	무	무	무
	용강면 직상부의 내화물 용손	무	무	무	무
	탈탄 산소 효율 %	75	78	68	75
	균일 혼합시간	45초	43초	51초	38초
	내화물 비용	○	○	○	○
	종합 평가	○	○	○	○

실시예 No.	5	6	7
진공 탈탄 정련 조건면적 단위㎡	확경부	길이 A내경 DL내단면적 SL	230021003.46	230021003.46	230021003.46
	산소 가스 분사 거리 L	4200	1750	2330
	축경부 내단면적 SS	3.11	2.76	3.46
	DL/L	0.5	1.2	0.9
	SS/SL	0.9	0.8	1.0
	부채형 차폐체설치개수간격㎜	0-	0-	3150
진공탈탄 정련 결과	진공조내 지금 부착	무	무	무
	용강면 직상부의 내화물 용손	무	무	무
	탈탄 산소 효율 %	74	73	76
	균일 혼합시간	42초	46초	46초
	내화물 비용	○	○	○
	종합 평가	○	○	○

비교예 No.	1	2	3	4
진공 탈탄 정련 조건면적 단위㎡	확경부	길이 A내경 DL내단면적 SL	230021003.46	230021003.46	230021003.46	230021003.46
	산소 가스 분사 거리 L	5250	1400	3500	2625
	축경부 내단면적 SS	2.76	2.76	1.38	3.46
	DL/L	0.4	1.5	0.6	0.8
	SS/SL	0.8	0.8	0.4	1.0
	부채형 차폐체설치개수간격㎜	0-	0-	0-	0-
진공탈탄 정련 결과	진공조내 지금 부착	무	무	무	대
	용강면 직상부의 내화물 용손	대	무	무	무
	탈탄 산소 효율 %	72	70	38	75
	균일 혼합시간	72초	70초	38초	75초
	내화물 비용	×	×	○	○
	종합 평가	×	×	×	×

실시예 10

본 발명에 있어서의 취산시 버너 취입에 대한 실험을 하기와 같이 수행했다.

실시 예 No.1∼7은, 각각 표 17, 표 18에 나타내는 진공 상태 하 취산 탈탄 정련 조건을 설정하여 진공 정련을 수행한 것으로, 그 결과(지금 부착, 내화물 손상의 상태 및 그 평가)를 나타낸다.

또한, 여기에서 덮개부 표면 온도는 각 기간에 있어서의 평균 온도(℃)를 나타내고, 취산시 버너 취입 가스란에는 도 24, 도 30에 나타내는 버너 44-1, 44-2에 공급하는 가스의 종류를 표시한다.

예를 들면, 실시 예 No.1은 버너 선단 거리 L, 버너 토출 각도 θ를 각각 2.3m, 50°로 설정함과 동시에, 그 버너 44-1, 44-2를 이용하여, 취산 정련 기간, 비취산 정련 기간, 및 대기 기간에 있어서의 덮개부 표면 온도를 각가 평균 1520℃, 1500℃, 및 800℃으로 제어하여 진공 하 취산 탈탄 정련을 수행한 예를 나타낸다.

그리고, 실시 예 No.1에 있어서는, 덮개부 35에 있어서의 지금 부착은 없으며, 내화물 손모는 매우 작으며, 그 종합 평가는 양호(○)했다.

이와 같이, 실시 예 No.1∼7에서는, 취산시(취산 정련 기간), 및 배 취산시(비취산 정련 기간)에 있어서의 덮개부 표면 온도를 소정의 1200∼1700℃의 범위로 버너 16, 17을 이용하여 유지함으로써, 지금 발생이 없으며 내화물 손모가 근소해지는 결과(○)를 얻을 수 있었다.

또한, 표 19에 나타낸 비교 예 No1∼4는, 취산시(취산 정련 기간) 및 비 취산시(비취산 정련 기간)중 어느 경우에 있어서의 덮개부 표면 온도가 소정의 1200∼1700℃의 범위로부터 벗어나는 예이며, 모든 경우에서, 지금 부착 또는 내화물 손모 상태가 악화되어, 불량해지는 결과(×)를 보인다.

예를 들면, 비교 예 No.1은 버너 선단 거리 L, 버너 토출 각도 θh를 각각 3.5m, 65°로 설정함과 동시에, 취산 정련 기간, 비취산 정련 기간 및 대기 기간에 있어서의 덮개부 표면 온도를 각각 평균 1150℃, 1100℃ 및 800℃로 하여 진공 하 취산 탈탄 정련을 실시한 예를 나타낸다.

이 경우에는 표 19에 나타내는 바와 같이, 버너 선단 거리가 크고, 선단 위치가 낮으므로 덮개부 35의 온도가 소정 범위보다 낮아지며, 덮개부 35에 있어서의 지금 부착 량이 많아짐을 알 수 있다.

실시예 No.	1	2	3	4
진공하취산탈탄 정련 조건	취산시 덮개부표면 온도(℃)	1520	1560	1610	1520
	비취산시 덮개부표면 온도(℃)	1500	1480	1470	1500
	대기시 덮개부표면 온도(℃)	800	1200	1200	1200
	버너 선단 거리L(m)	2.3	1.8	2.1	1.5
	버너 토출 각도θh(°)	50	55	45	47
	취산시 버너취입 가스	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG
결과	지금 부착	무	무	무	무
	내화물 손모	근소	근소	근소	근소
	평가	○	○	○	○

실시예 No.	5	6	7
진공하취산탈탄 정련 조건	취산시 덮개부표면 온도(℃)	1520	1700	1530
	비취산시 덮개부표면 온도(℃)	1500	1200	1300
	대기시 덮개부표면 온도(℃)	1200	800	1200
	버너 선단 거리L(m)	2.5	0.3	3.0
	버너 토출 각도θh(°)	47	20	90
	취산시 버너취입 가스	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG
결과	지금 부착	무	무	무
	내화물 손모	근소	근소	근소
	평가	○	○	○

비교예 No.	1	2	3	4
진공하취산탈탄 정련 조건	취산시 덮개부표면 온도(℃)	1150	1760	1505	1625
	비취산시 덮개부표면 온도(℃)	1100	1495	1080	1810
	대기시 덮개부표면 온도(℃)	800	1200	1200	1200
	버너 선단 거리L(m)	3.5	2.4	2.2	0.2
	버너 토출 각도θh(°)	65	100	10	70
	취산시 버너취입 가스	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG	산소 가스+LPG
결과	지금 부착	대	무	대	무
	내화물 손모	근소	대	근소	대
	평가	×	×	×	×

실시예 11

본 발명의 도 32에 도시한 진공 배기 덕트에 관해 다음과 같은 실험을 실시했다.

표 20은, 진공 배기 덕트 16-1의 상승 경사부 46에 있어서의 경사 각도 (θ₀), 및 진공 배기 덕트 16-1의 실제 길이(L₀) 등의 조업 조건을 변화시켜, 진공 정련을 수행한 경우에 대한 각각의 조업 결과인 실시 예 No.1∼4를 나타낸다.

예를 들면, 표 20의 실시 예 No.1은 경사 각도 (θ₀)를 45°, 실제 길이 (L₀)를 22m으로 하여, 더스트 폿트 53(지금 폿트)을 하강 경사부 48의 하방에 설치하여, 약 5일간에 걸쳐 진공 정련 조업을 수행한 예를 나타낸다.

조업 결과 란에 나타난 바와 같이, 이 경우의 덕트 입구 45부에서의 분진 부착 상황은 근소하며, 분진 부착에 의한 가스 냉각기 55의 손상은 없었으며, 도달 진공 도도 0.5torr을 유지할 수 있으므로 평가는 양호(○)했다.

다른 실시 예 No. 2∼4의 결과에서도 알 수 있는 바와 같이, 경사 각도(θ₀), 실제 길이 (L₀)를 소정 범위 내로 하여 지금 폿트 53을 설치함으로써, 모든 경우에 양호한 평가를 얻을 수 있음을 알 수 있다.

여기에서, 표 21은 상기 실시 예에 대한 비교 예 1∼4를 나타낸다.

예를 들면, 표 21의 비교 예 No.1, 비교 예 No.2는, 상승 경사부 46의 경사각도(θ₀)를 30°∼ 60°의 적정 범위 외인 15°, 0°로 각각 설정한 예이며, 덕트 입구 45에 있어서의 분진의 퇴적이 크며, 진공 배기 덕트 16-1내의 압력 손실이 증가되어 도달 진공 도가 35torr, 45torr의 레벨이 되어, 평가는 불량(×)한 것으로나타난다.

또한, 비교 예 No.3은 지금 폿트를 설치하지 않는 예를 나타낸 것이며, 이 경우에는 덕트 입구 45부에 있어서의 분진의 퇴적은 매우 적으므로 상승 경사부 46의 정상부 47을 넘어 유입하는 분진이 포착되지 않고 가스 냉각기 55까지 달하므로, 이 손상이 커짐과 동시에 도달 진공 도도 40torr레벨인 것을 알 수 있다.

비교 예 No.4는 진공 배기 덕트 16-1의 실제 길이 (L₀)를 적정 범위(15∼50m)외인 6m로 한 예이며, 지금 폿트 53을 설치했음에도 불구하고 실제 길이 (L₀)가 짧으므로 가스 냉각기 55로 유입되는 분진 량이 증가되어, 가스 냉각기 55의 손상이 커진다.

실시예 No.	1	2	3	4
조업조건	상승 경사부경사각도θ0	45°	60°	30°	40°
	진공 배기 덕트의 실제 길이L0	22m	25m	20m	15m
	지금 폿트의 유무	유	유	유	유
조업결과	덕트 입구부의 지금 부착 상황	근소	근소	근소	근소
	가스 냉각기의 손상	무	무	무	무
	도달 진공도torr	0.5	0.8	0.9	1.0
	평가	○	○	○	○

비교예 No.	1	2	3	4
조업조건	상승 경사부경사각도θ0	15°	0°	45°	50°
	진공 배기 덕트의 실제 길이L0	19m	23m	25m	6m
	지금 폿트의 유무	유	유	유	유
조업결과	덕트 입구부의 지금 부착 상황	퇴적큼	되적큼	근소	근소
	가스 냉각기의 손상	무	무	손상큼	손상큼
	도달 진공도torr	35	45	40	45
	평가	×	×	×	×

이상 설명한 바와 같이, 직동형 진공 정련 방법으로서, Al 열 상승기에 있어서, 최적 진공조내 압력을 조정함과 동시에, 취산 탈탄기에 있어서 슬래그 성분을 조정하면서, 탄소 농도에 따른 최적합한 산소 가스 유량을 공급함으로써, Al 열 상승 시에 발생되는 크롬 산화 손실을 억제하고, 취산 탈탄기에 있어서의 탈탄 산소 효율을 향상시킴과 동시에 고 탄소 농도 영역에 있어서도 진공조의 침적관내의 스플랫쉬 발생과 침적부의 슬래그에 의한 고착을 방지할 수 있으므로, 용강의 정련 방법으로서 매우 공업적 효과가 크다.

Claims (20)

1 개의 다리를 가진 직동형이고 탈탄 효율을 고려하여 내경이 작은 침적관을 가지는 진공조로 구성된 진공 정련 장치를 이용하여 래들내의 탄소 농도가 1.0∼0.01 중량%의 범위인 용강을 진공 탈탄 정련할 때, 상기 용강내에 침적한 상기 진공조내의 진공도를 5 ∼ 30Torr로 감압하여 그 진공조의 용강 침적관내에 상기 용강을 상승시켜, 그 용강에 상기 진공조의 덮개부의 삽입 공을 통하여 승강 자재로 설치된 상방향 분사 랜스로부터 3∼25N㎥/h/ton-steel의 범위의 유량의 산소 가스를 취입함과 동시에, 레이들 저부로부터 0.3∼10Nl/min/ton-steel의 범위의 유량의 불활성 가스를 취입하고, 금속 산화물의 생성과 다량의 지금 부착을 방지하기 위해 Al을 첨가하고 및 스플래시 방지와 슬래그 연화의 촉진을 위해 생석회를 첨가하고, 또한 용강의 표면상에 적당한 슬래그 층을 형성하여 스플래시 형성의 초속을 완화시키고 상기 완화된 속도로 인하여 고탄소 영역에서 스플래시가 억제되고 및 복사열을 이용한 용융을 통해 부착된 지금을 제거하고, 상기 용강의 탄소 농도가 0.3∼0.1중량 %의 범위의 임계 탄소 농도 이상의 고 탄소 농도 영역에서, 하기 (1)식의 G값이 -35∼-20의 범위가 되도록 조내 진공 도를 제어함으로써 취산 탈탄 정련을 수행하고, 이어서 상기 취산 탈탄 정련 후, 탈 가스 처리를 수행하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

G = 5.96×10^-3× T×ln(P/Pco) ……(1)

단,

Pco = 760 ×〔10^{(-13800/T+8.75)}〕×〔%C〕/〔%Cr〕 ……(2)

P＜ 760

여기에서, T: 용강 온도(K), P: 조내 진공도(Torr)이다.

제 1 항에 있어서,

상기 래들 저부로부터 취입하는 불활성 가스의 양을 상기 임계 탄소 농도 이상의 고 탄소 농도 영역에서 0.3∼4N1/min/ton-steel의 범위 내로 하고, 상기 임계 탄소 농도 이하의 저 탄소 농도 영역에서 4∼10Nl/min/ton-steel의 범위로 하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 2 항에 있어서,

상기 취산 탈탄 정련을 수행하기 전 공정인 Al 열 상승기에 있어서, 상기 래들내에 상기 용강을 주입하고, 상기 용강내에 상기 진공조의 침적관을 침적함과 동시에 상기 진공조내의 분위기의 진공도 P를 상기 (1) 식의 G값이 -20 이하가 되도록 제어하고, 이어서, 진공 도가 제어된 진공조내에 Al을 첨가하고, 상기 상방향 분사 랜스로부터 산소 가스를 송산하여 Al의 산화 반응을 진행시킴으로써, 용강의 열 상승을 실시하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 3 항에 있어서,

상기 열 상승용 Al의 첨가량(W_Al(kg))에 대해, 0.8∼4.0W_Al(kg) 상당량의 생 석회를 상기 열 상승기로부터 취산 탈탄기에 걸쳐 조내에 투입함으로써, 상기 열 상승기간 중의 상기 침적관의 용강으로의 침적 깊이를 200∼400㎜의 범위로 하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 2 항에 있어서,

상기 취산 탈탄기에 있어서, 상기 래들 저부로부터 기포 활성 면적을 전 용강 표면적의 10%이상, 산소 분사 면의 100% 이상으로 하는 조건에서 불활성 가스를 취입시켜, 용강을 교반 하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 4 항에 있어서,

상기 취산 탈탄기의 고 탄소 농도 영역에 있어서, 상기 진공조내에 생 석회 등을 일괄 또는 분할하여 투입하여, 상기 침적 관내의 용강 표면에 진정 상태 환산으로 100∼1000㎜의 슬래그를 형성하여 보존하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 2 항에 있어서,

상기 취산 탈탄기의 고 탄소 농도 영역에 있어서, 상기 침적 관이 침적 부의용강에 침적되는 침적 깊이를 500∼700㎜의 범위로 하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 7 항에 있어서,

상기 취산 탈탄기의 저 탄소 농도 영역에 있어서, 상기 산소 가스의 유량을 매분 0.5∼12.5N㎥/h/ton-steel의 범위의 감소 속도로 저감함과 동시에, 상기 침적 관의 침적 깊이 h를 용강 깊이 H와의 관계에 있어서, h/H = 0.1∼0.6의 범위에서 감소하면서 취산 탈탄을 수행하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 3 항에 있어서,

상기 탈 가스기에 있어서, 상기 상방향 분사 랜스로부터의 송산(送酸)을 정지했을 경우, 상기 진공조내의 진공 도를 10∼100Torr의 범위로 하고, 상기 침적 관내의 슬래그 량을 침적관 내경의 기하학적 단면적 당 1.2ton/㎡이하로 조정함으로써, 하기 (3)식으로부터 구해지는 K값을 0.5∼3.5의 범위로 제어하여 래들 저부로부터 불활성 가스를 취입시켜, 용강을 교반 하여 탈 가스 처리를 수행하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

K = log｛S·H_v·Q/P｝ …… (3)

단,

K : 기포 활성 면의 교반 강도를 나타내는 지표

S : 기포 활성 면적(㎡)

H_V: 불활성 가스 취입 깊이(m)

Q : 취입 불활성 가스 유량(Nl/min/ton-steel)

P : 조내 진공도(Torr)

제 2 항에 있어서,

상기 탈 가스 처리 후, Al에 의한 금속 산화물의 환원 처리를 수행할 때, 그 Al 환원기에 있어서, 환원용 Al을 용강에 투입함과 동시에, Al 투입 기간 중에, 저부로부터의 교반용 불활성 가스 유량을 0.1∼3.0Nl/min/ton-steel, 조내 진공 도를 400 Torr 이하로 하고, 상기 환원용 Al의 투입 종료 후는 조내 진공 도를 대기압까지 감압한 후, 진공 조를 상승시킴과 동시에 교반용 불활성 가스 유량을 5∼10Nl/min/ton-steel의 범위로 제어하여 취산 중에 생성한 금속 산화물을 환원하고, 금속 원소를 회수하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 1 항에 있어서,

상기 탈 가스 처리 종료 후, Al에 의한 금속 산화물의 환원 처리를 수행할 때, 그 Al 환원기에 있어서, 상기 진공조내의 분위기 압력을 대기압까지 감압하고, 상기 진공조를 상승시킴과 동시에 환원용 Al을 용강에 투입하고, Al 투입 기간 중에, 교반용 불활성 가스 유량을 0.1∼3.0Nl/min/ton-steel 범위로 제어하고, 상기 환원용 Al의 투입 종료 후, 즉시, 교반용 불활성 가스 유량을 5∼10Nl/min/ ton-steel의 범위로 제어하여 취산 중에 생성한 금속 산화물을 환원하고, 금속 원소를 회수하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 1 항에 있어서,

상기 탈 가스 또는 Al 환원 처리가 종료된 후에 있어서, 정련 종료시의 슬래그 조성이, Al₂O₃과 CaO의 총량을 중량 %로 55∼90%, Cr₂O₃을 10%이하, SiO₂를 7∼25%, 잔부 FeO, Fe₂O_3,MgO중 적어도 1종을 합계로 2∼10%를 포함하고, Al₂O₃/CaO를 0.25∼3.0의 범위가 되도록 상기 슬래그 조성을 조정하고, 그 조정한 슬래그를 상기 탈탄 정련 후의 상기 정련 장치의 침적관의 표면에 코팅하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

제 1 항 내지 제 12 항 중 어느 한 항에 있어서,

상기 취산 탈탄 정련 기간 중 또는 종료 후, 상기 진공조내에 삽입한 가열용 버너를 이용하여, 상기 진공조의 덮개부의 표면 온도가 1200∼1700℃으로 보존되도록 상기 덮개부 부근을 가열하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 방법.

레이들내의 용강에 침적되는 1각의 직동형 침적관, 그 침적관의 상부에 설치된 진공조, 그 진공조내와 그 진공 조로부터 배출되는 배기 가스를 냉각하는 가스 냉각기를 감압하는 진공 배기 장치 및 상기 침적 관내의 용강 면에 산소 가스를 분사하는 기능과 가열용 버너 기능을 구비한 다기능 랜스를 가지는 진공 정련 장치에 있어서,

상기 진공조 상부 조에는 진공 배기 덕트가 설치되고 및 하부조에는 용강에 침적하는 침적관의 내경보다 큰 내경의 공간부가 설치되고,

상부 조와 하부 조사이에 부착 지금을 용융하는 복사열을 받는 위치에, 각 조의 내경보다 작으며, 상향 분사랜스의 외경보다 큰 내경의 공간부를 중앙에 가진 차폐부를 진공조의 측벽과 일체로 설치하고,

산소 가스를 용강 중에 취입하기 위한 상부 랜스는 상부 조의 덮개에 승강 자재로 설치되고, 및 산소 랜스의 외경은 탈탄 효율을 증가시키기 위해 축경부 내경과의 차가 100 ∼ 300mm 범위로 설치되고, 및

배기 가스중에 분진을 포집하기 위한 더스트 포트가 진공 배기 덕트의 경로 도중에 설치되는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.

제 14 항에 있어서,

상기 진공 조를 상부 조와 하부 조로 구성하고, 그 하부 조의 하단에 설치한 상기 침적 관의 내경보다 큰 내경의 공간부를 설치한 상기 하부 조와, 그 하부 조와 상기 상부 조의 사이에, 상기 침적 관의 내경보다 크고, 상기 상방향 분사 랜스의 외경보다 큰 내경의 공간 부를 가지고, 상기 진공 조의 측벽과 일체로 설치한축경부로 이루어진 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.

제 15 항에 있어서,

상기 진공조의 덮개부 부근의 측벽에 가열용 버너를 설치한 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.

제 16 항에 있어서,

상기 가열용 버너를 상기 버너의 연소 가스 분출구가 상기 상부 조의 일부를 구성하는 덮개 부의 표면에서 0.3∼3m 하방에 위치하도록, 또한, 상기 분출구로부터 연소 가스 토출 방향과 연직 방향을 이루는 연소 가스 토출 각도가 20∼90°의 범위가 되도록, 적어도 하나, 상기 상부 조의 측벽에 설치하는 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.

제 17 항에 있어서,

상기 가열용 버너를 선회 각도가 15∼30°의 범위가 되도록 서로 대향하여 배설한 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.

제 18 항에 있어서,

상기 축경부를 복수 개로 분할한 부채 형상의 차폐 부를, 각각 단을 달리하며, 그 차폐 부의 공간 부를 제외한 상기 침적 관의 공간 부를 덮는 상태에서 상기하부 조의 측벽과 일체로 설치한 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.

제 19 항에 있어서,

상기 상부 조와 상기 가스 냉각기와의 사이에, 상기 상부 조의 측벽에 설치한 덕트 입구로부터 하방을 향하여 경사되는 상승 경사부, 그 상승 경사부의 정상 부로부터 하방을 향하여 경사되는 하강 경사부, 및 그 하강 경사부의 하방에 착탈 가능하도록 설치된 더스트 수집 폿트를 배치한 것을 특징으로 하는 용강의 진공 탈탄 정련 장치.