KR100662895B1 - 함(含)크롬 용탕의 정련 방법 및 정련 장치 - Google Patents

Abstract

함크롬 용탕의 탈탄정련에 있어서, 정련에 요하는 시간을 단축하여 정련 비용을 저감할 수 있는 정련 방법과 그 정련 장치를 제공하는 것으로, 감압하 또는 대기압하 및 감압 상태에서 함크롬 용강 중에 산소 가스를 포함하는 가스를 불어 넣어 탈탄정련을 하는 함크롬 용탕의 정련 방법에 있어서, 용기 내를 400Torr(53kPa) 내지 대기압 범위의 압력으로 하고 산소 가스를 불어 넣는 제l스텝과, 용기 내를 250 내지 400Torr(33내지 53kPa)로 감압하여 산소 가스를 불어 넣는 제2스텝과, 용기 내를 250Torr(33kPa) 이하로 감압하여 가스를 불어 넣는 제3스텝을 가지는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법. 또한, 제3스텝까지의 1회째의 감압 정련을 실시한 후에 용기 내의 압력을 400Torr(53kPa) 이상까지 복압하고, 그 후 저취 가스 불어 넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하여 2회째의 감압 정련을 실시하는 것을 특징으로 극저탄 함크롬 용강의 정련 방법과 그 정련 장치.

Description

함(含)크롬 용탕의 정련 방법 및 정련 장치{METHOD FOR REFINING MOLTEN IRON CONTAINING CHROMIUM}

본 발명은 정련 용기 내에서 함크롬 용탕 중에 산소 가스를 포함하는 가스를 불어 넣어 정련을 실시하는 함크롬 용탕의 정련 방법 및 그 정련 장치에 관한 것이다.

함크롬 강, 특히 스테인레스강을 비롯하여 9% 이상의 크롬을 포함하는 함크롬 강을 정련함에 있어서 정련 용기 내에 수용한 용탕 중에 산소 가스 또는 산소 가스와 불활성가스의 혼합 가스를 불어넣는 AOD법에 의하여 탈탄정련을 실시하는 방법이 널리 채용되고 있다. AOD법에서는 탈탄이 진행되어 용탕 중의 [C]농도가 저하되면 [Cr]이 산화되기 쉬워져, [C]농도의 저하에 따라 취입 가스 중에 있어서의 Ar가스 등의 불활성가스의 비율을 높여, [Cr]의 산화를 억제하는 방법을 취하고 있다. 그러나, 저[C]농도역에서는 탈탄속도가 저하되므로 소망하는 [C]농도에 도달하는 데 장시간을 필요로 하고, 또한 취입 가스중의 불활성가스의 비율을 높이기 때문에, 고가의 불활성가스의 소비량이 대폭 증가하여 경제적으로도 불리하게 된다.

이러한 저[C]농도역에 있어서의 탈탄을 촉진하는 방법으로서, 진공정련법을 이용하는 것을 들 수 있다. 일본국 공개특허공보 특개평6-287629호에 있어서는 취입 가스로서 산소 가스 또는 산소 가스와 불활성가스의 혼합 가스를 공급하고, 용탕 중의 [C]농도가 0.5질량%로 저하될 때까지는 대기압 하에서 탈탄처리하고, [C]농도가 이 값 이하로 저하된 후에는 용기 내를 200Torr(26kPa) 이하로 감압하여 탈탄처리하는 방법이 개시되어 있다. 이에 따라 비교적 고[C]농도로부터 감압 상태에서의 처리를 하는 동시에, 감압 상태에 있어서 산소 가스와의 혼합 가스로 탈탄처리를 하므로, 탈탄산소 효율이 향상되어 동일 산소 공급량으로 탈탄속도의 향상을 도모할 수 있고, 환원용 Si 원단위 및 고가의 불활성가스 원단위가 저감되는 동시에, 정련 시간을 단축할 수 있다. 감압 처리에 있어서의 용기 내 압력을 200Torr(26kPa) 이하로 하는 것은 이보다 높은 압력에서는 탈탄산소 효율이 저하되기 때문으로 개시되어 있다.

일본국 공개특허공보 특개평9-71809호 공보에 있어서도, 대기 중에서 산소 가스를 포함하는 가스를 불어넣어 탈탄한 후, C농도가 0.7 내지 0.05중량%까지 저하된 단계에서 대기처리로부터 감압처리로 바꾸고, 200(26kPa) 내지 15Torr(2kPa)의 감압 상태에서 산소 가스를 포함하는 가스를 불어넣는 정련 방법이 개시되어 있다. 감압 조건을 200Torr(26kPa) 이하로 하는 것은 이 압력보다도 높은 압력에서는 감압 처리를 효과적으로 할 수 없기 때문으로 기재하고 있다.

[C]농도 0.5질량% 이하, 혹은 [C]농도 0.7질량% 이하의 [C]농도 영역에서 감압 처리를 하고, 또한 감압 처리에 있어서 산소 가스를 포함하는 가스를 불어넣음으로써, 탈탄속도의 향상이나 고가의 불활성가스 사용량의 저감을 실현할 수 있었지만, 더 한층 정련 시간을 단축하거나 불활성가스 사용량의 저감을 꾀할 수 있으면, 제조 비용의 저감 및 생산성 향상에 크게 기여할 수 있다.

한편, [C]농도 0.01% 이하의 극저탄 함크롬 강을 AOD법으로 정련하는 것은 매우 곤란하였다. 이러한 저[C]농도역에 있어서의 탈탄을 촉진하는 방법으로서, 진공정련법의 이용을 들 수 있다. 진공정련법의 이용으로서는 전로에서 적당한 [C]농도까지 탈탄을 한 뒤, 진공정련 용기에 용강을 옮겨 진공정련을 실시하는 VOD법과, AOD로에 배기 후드를 설치하여 진공정련을 하는 진공 AOD로를 사용하는 방법이 일반적이다.

VOD 법의 일례로서, 일본국 공개특허공보 소51-142410호 공보에 있어서는 전로에서의 산소 취련후, 진공탈탄처리용 레이들에서 탈탄처리를 하고, 진공처리후 [C]농도를 0.008%으로 하는 방법이 개시되어 있다.

진공 AOD로를 사용하는 방법으로서, 일본국 공고특허공보 소60-10087호 공보에 있어서는 함크롬 강의 정련에 있어서, 산소 가스에 의한 정련을 처음에는 상압에서 탄소가 약 0.2 내지 0.4질량%로 저하될 때까지 행하고, 계속하여 용강을 같은 용기 내에서 불활성 가스에 의하여 교반을 계속하면서 산소 가스의 공급은 중지하고, 용기 내 압력을 약 10Torr(1.3kPa) 이하까지 연속적으로 저하시키고, 진공처리후의 [C]농도를 0.013질량%까지 저하시키는 방법이 개시되어 있다.

상기 방법에서는 진공 하의 탈탄은 불활성가스만을 채용하므로 [Cr]의 산화는 억제할 수 있지만, 탈탄의 산소원은 용강중의 [O] 또는 슬러그 중의 산소가 되고, 산소의 공급 속도가 느려지므로 탈탄속도의 저하를 초래하여, 효율적인 탈탄정련법이라 할 수 없었다. 이에 대하여 일본국 공개특허공보 평6-287629호 공보에 있어서는 함크롬 용강의 탈탄정련 방법으로서, 취입 가스로서 산소 가스와 불활성가스의 혼합 가스를 공급하고, 용탕 중의 [C]농도가 0.5질량%로 저하될 때까지는 대기압 하에서 탈탄정련하고, [C]농도가 이 값 이하로 저하된 후에는 용기 내를 200Torr(26kPa) 이하로 감압하여 탈탄처리를 하는 방법이 개시되어 있다. 이 방법에서는 진공정련에 있어서도 산소 가스를 포함하는 가스를 공급한다. 이에 따라 탈탄산소 효율이 향상되므로 탈탄속도의 향상을 꾀할 수 있고, 정련 시간을 단축할 수 있기 때문에 대폭적인 정련 코스트의 저감 및 생산성의 향상을 도모할 수 있고, [C]농도 0.01질량% 이하의 극저 탄소역까지의 정련이 용이해진다. 이 발명에서는 진공정련중의 전체 취입 가스량은 0.3Nm³/min·T로 하고 있다.

극저탄 함크롬 용탕의 탈탄정련에 있어서, 저[C]영역의 탈탄에 진공정련을 적용하는 동시에, 진공정련시에 사용하는 저취 가스로서 산소 가스를 포함하는 가스를 사용함으로써, [C]농도 0.01질량% 이하의 극저 탄소영역의 정련이 가능하게 되었지만, [C]농도의 저하에 따라, 서서히 탈탄속도가 저하되므로, 이러한 극저 탄소영역까지 탈탄을 하려면 통상의 저탄소영역까지의 탈탄정련과 비교할 때 매우 장시간의 정련 시간을 필요로 한다. 그 때문에 통상의 저탄소 함크롬 강의 정련과 비교하면, 탈탄정련의 생산성 저하를 초래하는 동시에, 정련 코스트의 증대를 초래하였다.

또한 함크롬 용탕의 정련 장치에 관하여, 진공정련로는 VOD, AOD, RH, REDA 등 여러 가지 유형이 있지만, 로내를 진공으로 하기 위한 진공 배기 설비는 필수적인 장비이다. 이러한 진공정련로를 공업적으로 진공으로 하는 진공 배기 설비는 일반적으로, 이젝터(ejector)를 다단으로 조합시킴으로써 소정의 로내 진공도를 달성하고 있다. 진공정련로에 있어서의 정련의 진행에 맞추어 진공도를 제어하지만, 보통은 다단의 이젝터 중, 목표로 하는 진공도에 적당한 능력의 단수 또는 복수의 이젝터를 가동시켜, 소정의 진공도를 확보하고 있다.

한편, 공업적으로 사용되는 진공 배기장치의 하나로 수봉식(水封式) 진공펌프가 있다. 이것은 단독으로 사용할 경우, 캐비테이션의 문제가 있어 도달 진공도로서 61Torr(8kPa)정도이며, 그 이상의 진공도를 얻는 경우에는 전술한 이젝터를 병용할 필요가 있다.

이젝터만을 사용하여 진공도 제어를 하는 경우에는 이젝터의 앞에 질소 또는 공기 등을 불어넣고, 그 취입 유량을 제어함으로써, 로내 또는 덕트의 진공도가 제어된다.

용강을 진공 하에서 기체 산소를 사용하여 정련할 경우, 탈탄반응에 의하여 생성하는 CO가스에 의하여, 용강의 탕면으로부터 지금·스플래쉬가 진공정련로의 상부를 향하여 불어올려진다. 이들은 진공도가 높아지면(고진공이 되면) 발생량이 심하게 되고, 정련 용기 상부의 합금 첨가 구멍·로뚜껑·덕트 등에 부착되어 폐색 또는 여러 가지 설비·조업 문제을 야기하고 생산성을 저해한다. 진공도를 높이고, 또한 산소 불어넣기 속도를 높이면, 급격한 탈탄반응이 진행되어, 발생한 CO가스에 의하여 용강 탕면 근방에서 대량의 지금을 단숨에 불어올리는 현상, 즉 돌비(bumping)를 야기한다. 이것도 큰 설비 문제가 되어 생산성을 악화시킨다.

이와 같이, 진공 하에서의 탄소 함유 용탕을 취산탈탄하는 것은 지극히 주의를 요하는 조업이다. 그 요점은 용탕 중의 탄소농도에 따라, 진공도·취산속도를 제어하는 것이다. 이 중 취산속도에 대하여는 산소 가스의 유량조절 밸브에 의하여 어느 정도 제어 가능하지만, 진공도에 대하여는 충분한 제어 방법이 확립되어 있지 않다.

상기 종래 기술 중, 이젝터를 사용할 경우, 다단의 이젝터를 순차적으로 기동·정지하는 방법은 이젝터 단체(單體)의 능력범위가 넓기 때문에 진공도를 섬세하고 치밀하게 제어하는 것은 불가능이다. 또한 일본국 공개특허공보 평10-1716호 공보에서 알 수 있는 바와 같이, 배기장치를 가동시키면서 외부로부터 가스를 리크(leak)시키는(예를 들면 질소를 사용하는) 방법은 어느 정도의 진공도의 제어는 가능하지만, 가스 비용이 높아지는 결점이 있다. 가스 비용의 삭감 방책으로서 질소를 대체하여 공기를 사용하는 방법이 있다. 그러나, 진공도 제어 그 자체는 가능하지만, 흡인하는 배기가스는 고농도의 CO가스를 함유하고 있기 때문에, 조연(助燃)가스인 산소를 함유하는 공기를 혼입하였을 경우, 연소·폭발의 위험성이 있어, 실기에의 채용은 극히 위험하다. 또한 외부로부터 가스를 리크(leak)시키면, 배기장치의 부하가 늘어나고, 예를 들면 진공 펌프의 사용 전력은 증대되기 때문에 에너지 절약의 관점에서도 바람직하지 못하다. 또한 동(同) 특허에서 실시되고 있는 이젝터에 대한 증기 공급량을 제어하는 방법은 이젝터의 배기 특성의 최적 증기 유량은 고유한 것이기 때문에, 이것을 증감하는 것은 이젝터 바로 그 자체의 배기 성능을 현저하게 저하시키게 된다. 또한 동시에, 약간의 증기 유량 변동이 이젝터 성능에 민감하게 영향을 주므로, 정련 용기 내 압력을 세심하게 제어하는 것도 어렵게 된다.

한편, 수봉식 진공펌프를 사용하는 방법은 현재 펌프 단독으로서의 진공도의 제어에 사용되고 있지만, 이젝터와의 병용은 없고, 단독으로는 고진공으로 하는데 능력 부족이며, 진공도를 섬세하고 치밀하게 제어하는 것은 불가능이다.

또한 진공 정련 용기에 있어서는 많은 경우, 정련을 효율적으로 행하기 위하여, 또는 용탕의 성분을 최종적으로 조정하기 위하여, 정련 도중 또는 정련 종기(終期)에 용탕에 합금이나 부재를 첨가하지만, 보통, 정련 용기의 상부에 설치한 합금 중계 호퍼로부터, 슈트를 통과시켜서 자연 낙하시켜 용기에 투입하고, 용탕에 첨가한다.

그러나, 정련 용기중에, 용탕을 교반하기 위하여 불어넣는 Ar이나, 탈탄을 촉진하기 위하여 불어넣는 산소에 의하여, 정련 용기 내에서는 지금·스플래쉬가 불어올려지고, 더스트의 발생 등이 일어난다. 이 때문에, 용기 내와 연결되는 합금·부재 첨가 구멍에는 지금이 부착되고, 그 때문에 이 첨가 구멍이 폐색되는 등의 트러블이 생기기 쉽다. 이 때, 이 트러블의 발생을 억제하기 위하여, 합금·부재첨가 구멍을, 지금·스플래쉬의 영향을 받기 어려운 측벽에 설치하거나, 조의 높이가 높은 정련 용기의 경우에는 천개부에 설치하거나 하는 대책을 취하여 왔다. 또한 합금·부재첨가 구멍을, 상취 랜스의 삽입 구멍과 공용으로 하는 대책도 사용되고 있지만, 진공정련 용기의 장기 연속 조업을 생각할 경우, 어느 대책도 충분하지 않은 것이 실정이다.

또한 대기·진공정련 용기를 포함한 야금로의 배기가스 처리에 있어서, 발생하는 고온의 배기가스를 냉각할 필요가 있다. 이 때문에 덕트의 도중에 수냉식의 가스 쿨러(cooler)를 설치하거나, 또한 도중의 덕트에 있어서 수냉을 실시하는 것이 있다. 이 경우 고온 배기가스와 다량의 냉각수에서 열교환이 이루어지나, 배관·덕트의 마모·두께의 감소, 또는 열응력에 의한 균열 등에 의하여, 냉각수가 배관·덕트로부터 배기가스 유로 내에 새는 경우가 있다. 그러나, 배기가스 처리 설비는 일반적으로 밀폐되어 있기 때문에 내부의 누수 상황을 파악할 수 없다. 그 때문에 내부의 누수를 인식하지 못한 채 조업을 속행하고, 누수가 심해져 진공도의 현저한 저하, 또는 더스트의 누수에 의한 계외로의 반출 불능 등의 설비·조업 문제가 발생하기에 이르는 경우가 있었다.

이 때문에, 일정한 빈도로 계획적으로 조업을 멈추고, 덕트 내의 점검·가스 쿨러의 점검을 실시하였다. 또한 가스 쿨러 하부의 더스트 고임부에 정전 용량식의 검지봉를 설치하고, 더스트가 누수에 의하여 젖어서 정전용량이 변화되는 것을 이용하여 누수를 검지하는 방법을 사용하여 왔다.

그러나, 계획적으로 조업을 멈추고 점검할 경우에는 설비의 가동율을 저하시켜 생산성을 저해한다. 한편, 전술한 정전용량식의 검지봉으로는 더스트의 젖은 상태에 의한 검지봉의 정전용량의 조정이 어렵다. 예를 들면 소량의 누수로는 온도가 높거나 또는 진공 하에서는 증기가 되어 쉽기 때문에, 누수를 검지할 수 없어, 대량의 누수가 검지의 전제가 되지 않을 수 없다. 따라서, 누수를 경미한 상태에서 사전에 검지하는 것이 극히 어려웠다.

또한 진공 정련용기를 공업적으로 진공으로 하는 진공 배기 설비는 일반적으로 이젝터를 다단으로 조합시키거나, 진공 펌프를 사용함으로써 소정의 로내 진공도를 달성하고 있다. 진공 이젝터는 소위 「분무기의 원리」를 이용하고 있어, 분사 매체에 의하여 진공 정련 용기 내 및 덕트 등 진공 경로 내의 배기가스를 흡인·배기한다. 이 분사 매체는 보통 공업적으로는 증기가 사용된다. 증기는 이젝터 후단의 콘덴서에서 냉각수에 의하여 응축되어 물이 되고 배기가스만 후단으로 배기된다. 콘덴서의 냉각수 및 증기의 응축수는 지상 부근의 저수조에 일시적으로 집수·저수되어, 펌프에 의하여 냉각탑에 송수된다. 한편 진공펌프는 공업적으로는 수봉 펌프를 사용하고, 대량의 물을 사용한다. 진공펌프에서 사용된 물은 콘덴서수와 마찬가지로 저수조에 집수·저수된다.

배기가스 중에는 다량의 CO가스가 포함되어 있고, 콘덴서수 중에는 이 CO 함유 배기가스 기포가 다수 수반되어서 저수조에 유입된다. 따라서 저수조 내에는 CO가스를 포함한 분위기 가스 조성으로 되어 있어, 조내 가스의 조외로의 누출 방지의 의미에서, 저수조의 요구 기능으로서 밀폐성·실(seal)성이 대단히 중요하다.

이 저수조의 유형은 대별하여 2종류가 있고, 강제의 실(seal) 포트, 및 콘크리트제(일부 윗 뚜껑 부분은 강제)의 핫 웰(hot well)이 있다. 강제의 실 포트는 밀폐성이 좋지만, 부식 및 설비비가 높아진다는 과제가 있다. 한편 콘크리트제의 핫 웰은 부식이 없고 설비비도 비교적 저렴하지만, 상부의 강제뚜껑과의 실성에 과제가 있다. 이하의 기술은 주로 후자의 콘크리트제의 핫 웰을 예로 한 발명 내용이지만, 강제 실 포트에도 마찬가지로 적합하다.

핫 웰에 있어서의 과제는 두 가지가 있는데, 첫째는 핫 웰로부터의 CO함유 가스의 누출이며, 두번째는 핫 웰 내의 냉각수의 오버플로우(overflow) 발생시에 있어서의 설비 손상의 억제이다.

이러한 대책으로서, 핫 웰 내를 흡인 팬에 의하여 강제적으로 배기하는 방법이 널리 채용되어 있다. 이에 따라 핫 웰 내는 항상 마이너스압이 되고, 내부 가스의 누출의 위험성은 현저하게 저감된다. 그러나, 핫 웰 내가 가스 흡인에 의하여 마이너스압이 된다고 하는 것은 실(seal)부에서 공기가 흡인되고 있는 것이며, 상기 실부의 틈을 서서히 확대하게 된다. 이 상태에서 어떠한 이유로 흡인 팬이 정지하면 확대된 실부의 틈으로부터 CO 함유 가스가 다량으로 누출된다.

또한 핫 웰의 반송 펌프의 계통의 전원이 어떠한 원인으로 차단되어, 반송 펌프가 정지하여도, 대형 냉각탑의 송수 펌프는 가동을 계속한 채 남게 된다. 그러면 핫 웰 내의 냉각수는 계속하여 증가하여, 오버플로우(overflow)에 이른다. 이에 대한 대책으로서, 콘덴서·수봉 펌프로의 급수 배관에 별도의 전원 계통으로부터 개폐 밸브를 설치하는 것을 생각할 수 있으나, 장거리의 배선과 대형 개폐 밸브때문에 엄청난 비용이 필요하다.

본 발명은 정련 용기 내에서 함크롬 용탕 중에 산소 가스를 포함하는 가스를 불어 넣어 정련을 실시하는 함크롬 용탕의 정련 방법에 있어서, 불활성가스나 산소 가스 사용량을 저감하고, 정련 시간의 단축을 도모할 수 있는 정련 방법을 제공하 는 것을 목적으로 한다.

또한 본 발명은 극저탄 함크롬 용탕의 탈탄정련에 있어서, 정련에 요하는 시간을 단축하여 정련 코스트를 저감할 수 있는 정련 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한, 본 발명은 진공정련 용기에서 용탕을 취산 탈탄정련할 경우, 용기 내 또는 덕트 내의 진공도를 제어 가능한 진공배기 설비에 있어서의 진공도 제어 방법 및 그를 위한 장치를 제공하는 것이다.

또한 본 발명은 지금·스플래쉬의 불어올려짐이 현저하게 심한 정련 조건하에서도, 합금·부재첨가 구멍의 폐색을 회피할 수 있는 실(seal)장치 및 실방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

또한 본 발명은 대기정련 또는 진공정련 설비와 같은 야금로 또는 용기에 있어서의 배기가스 처리장치에 있어서, 특히 수냉 덕트·배기가스 냉각 장치 등의 냉각수를 사용한 장치에 있어서의 누수를 고정밀도로 검지하는 것을 목적으로 하여 처리 중에 미량의 누수도 검지 가능하고, 또한 장치의 관리 유지가 용이하여 내구성이 우수한 검지 장치를 제공하는 것이다.

또한 본 발명은 핫 웰에 있어서의 과제, 즉 핫 웰로부터의 CO 함유 가스의 누출 및 핫 웰 내의 냉각수의 오버플로우(overflow) 발생시에 있어서의 설비 손상의 억제를 간편하게 해결하는 장치를 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명은 상기 과제를 해결하기 위한 것으로서, 그 요지는 다음과 같다.

(1) 정련 용기 내에서 함크롬 용탕 중에 산소 가스를 포함하는 혼합 가스를 불어넣어 정련을 실시하는 정련 방법에 있어서, 용기 내를 400Torr(53kPa) 내지 대기압 범위의 압력으로 하여 상기 혼합 가스를 불어넣는 제1스텝과, 상기 용기 내를 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)으로 감압하여 상기 혼합 가스를 불어넣는 제2스텝과, 또한 상기 용기 내를 250Torr(33kPa) 이하로 감압하여 상기 혼합 가스를 불어넣는 제3스텝을 가지고, 용탕 중의 [C]농도 0.8 내지 0.3%에서 제l스텝으로부터 제2스텝으로 바꾸고, 용탕 중의 [C]농도 0.4 내지 0.1%에서 제2스텝으로부터 제3스텝으로 바꾸어 단계적으로 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.

(2) 상기 제2스텝에 있어서의 혼합 가스 불어넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (1) 기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(3) 상기 제l스텝은 그 전체를 대기압 하에서 정련을 하는 방법, 그 전체를 감압 상태에서 정련하는 방법, 또는 당초 대기압 하에서 그 후 감압상태에서 정련하는 방법 중 어느 한 방법으로 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (1) 또는 (2) 기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(4) 상기 제1스텝의 대기압 하에서의 정련을 행함에 있어서, 상기 혼합 가스 취입으로서, 상취와 저취를 병용하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (1) 또는 (3) 기재의 함크롬 용탕의 정련 방법

(5) 상기 제1스텝의 대기압 하에서의 정련을 행함에 있어서, 상기 혼합 가스 취입이 산소만을 써서 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (4) 중 어느 한 항에 기재된 함크롬 용탕의 정련 방법.

(6) 상기 제3스텝에 있어서, 또한 용탕 중의 [C]농도의 저하에 따라 용기 내의 압력을 차례로 단계적으로 감압하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (1)기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(7) 상기 제3스텝에 있어서, 상기 혼합 가스 취입을 불활성가스만을 공급하는 방법, 용탕 중의 [C]농도 저하에 따라 상기 혼합 가스중의 산소 가스의 공급 비율을 서서히 저하시키는 방법, 또는 상기 혼합 가스중의 산소 가스 비율 저하 후에 불활성가스만을 공급하는 방법 중 어느 한 수단으로 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (1) 기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(8) 상기 정련 용기 내를 진공처리 개시후, 불활성가스, 질소 등의 비산화성 가스, 또는 그들의 혼합 가스를 불어 넣고, 배기가스 중의 산소농도를 7vol% 이하로 한 후에, 상기 혼합 가스를 상기 진공정련 용기 내에 불어넣어 정련을 개시하는 것을 특징으로 하는 (1) 기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(9) 상기 제3스텝에 있어서, 용탕 중의 [C]농도를 0.08% 이하로 한 후, 용기 내 압력을 400Torr(53kPa) 이상으로 복압하고, 그 후 혼합 가스를 저취로 하여, 그 혼합 가스 불어넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하여 진공정련을 함으로써 극저탄으로 하는 것을 특징으로 하는 (1) 기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(10) 상기 제3스텝 후에 용기 내 압력을 400Torr(53kPa) 이상으로 복압하고, 그 후 혼합 가스를 저취하고, 불어넣는 혼합 가스 중의 산소 가스의 비율을 30% 이하로 하여 용기 내 압력을 100Torr(13kPa) 이하로 감압하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 (9)기재의 함크롬 용탕의 정련 방법.

(11) 함크롬 용탕의 정련 장치에 있어서, 진공정련 용기, 진공정련 용기 상부에 설치한 합금·부재 첨가장치, 배기가스 냉각기, 진공밸브, 1단 또는 복수단의 이젝터식 진공배기장치, 수봉식 진공펌프를 순차적으로 배열하고, 또한 상기 수봉식 진공펌프로부터 배기된 배기가스의 일부를 상기 수봉식 진공펌프의 상류측으로 되돌려보내는 진공도 제어용 압력조정 밸브를 가지는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.

(12) 상기 수봉식 진공펌프로부터 배기된 배기가스의 일부를 상기 진공도 제어용 압력조정 밸브의 밸브 개도를 조정하여, 배기가스의 일부를 상기 수봉식 진공펌프의 배기가스 유로 상류측으로 돌려보내어 상기 진공정련 용기 내의 진공도를 제어하는 수단을 설치한 것을 특징으로 하는 (11)기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(13) 상기 1단 또는 복수단의 이젝터식 진공배기장치 및 상기 수봉식 진공펌프의 배기측과 상기 배기가스 냉각기가 있는 상기 진공정련 용기측과의 사이에 진공밸브를 배치하고, 진공정련의 처리 개시 전에 상기 진공 밸브를 닫힘 상태로 하여 미리 상기 이젝터식 진공배기장치 및 상기 수봉식 진공펌프를 진공으로 하고 진공정련의 처리 개시과 동시에 상기 진공밸브를 열림상태로 하여 진공정련 용기의 진공도를 높이는 수단을 설치한 것을 특징으로 하는 (11)기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(14) 진공정련 용기 내에서 진공 하에서 정련 중에 합금·부재 첨가 시에, 미리 상기 진공도 제어용 압력조정 밸브의 밸브 개도를 조정하여 배기가스 유량의 10% 이하를 상기 수봉식 진공펌프의 상류측으로 돌려보내고, 즉시 상기 진공 정련 용기 내의 진공도를 조정하는 수단을 설치한 것을 특징으로 하는 (11)기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(15) 상기 합금·부재 첨가 장치의 하부의 첨가 구멍을 실(seal)하는 실 밸브를 가지는 실 장치를 설치하고, 또한 상기 실 밸브 하부에, 유사 랜스를 상기 실 장치와 일체로 설치 또는 상기 실 장치와 연동하여 승강시킬 수 있도록 설치한 것을 특징으로 하는 (11)기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(16) 상기 합금·부재 첨가 장치의 하부의 첨가 구멍의 내벽과 상기 유사 랜스의 틈에 실 가스를 불어넣는 실 구멍을 설치한 것을 특징으로 하는 (15)기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(17) 상기 합금·부재 첨가 장치 하부에, 냉각 기능을 가지는 중간 뚜껑을 설치한 것을 특징으로 하는 (11)기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(18) 상기 배기가스 냉각기의 후단에, 배기가스 중의 수증기 온도 혹은 수증기 분압의 적어도 하나를 측정함으로써 누수를 검지할 수 있는 누수 검지 장치를 정련 장치계 내에 설치한 것을 특징으로 하는 (11) 기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(19) 상기 1단 또는 복수단의 이젝터식 진공배기장치 및 상기 수봉식 진공펌프의 후단에 이들에 연결하고, 가스 환기장치에 부대된 돌려보낸 물의 저수조를 배치한 것을 특징으로 하는 (11) 기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(20) 상기 돌려보낸 물의 저수조의 상부에, 고정되지 않은 채 설치된 간막이 뚜껑을 가지는 수봉 뚜껑을 설치한 것을 특징으로 하는 (19) 기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(21) 상기 수봉 뚜껑의 질량이 아래의 (1)식을 만족하는 것을 특징으로 하는 (20) 기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

(W1+W2)×9.8>P×S…(1)

이 때, W1:간막이 뚜껑의 질량(kg)

W2:간막이 뚜껑에 실은 추의 질량(kg)

P: 돌려보낸 물의 저수조 내부에 가해지는 최대 가스 압력(Pa)

S: 가동하는 간막이 뚜껑의 내면이 수평면에 투영되는 최대면적(m²)

(22) 상기 수봉 뚜껑의 수봉 높이가 아래의 (2)식을 만족하는 것을 특징으로 하는 (20) 또는 (21) 기재의 함크롬 용탕의 정련 장치.

H-L>9.8×10³×P ···(2)

이 때, H: 수봉뚜껑의 간막이 뚜껑 측벽의 외측 외통 높이(m)

P: 돌려보낸 물 저수조 내부에 가해지는 최대 가스 압력(Pa)

L: 수봉뚜껑에 있어서의 내통-외통 간의 봉수(封水) 유로 높이(m)

도 1a와 도 1b는 본 발명의 정련 용기를 나타내는 도로서, 도 1a는 감압 정련시, 도 1b는 대기압 정련시의 상태를 나타내는 도이다.

도 2는 정련 용기 내 압력과 탈탄산소 효율과의 관계를 나타내는 도이다.

도 3은 정련 용기 내 압력과 더스트 발생량 지수와의 관계를 나타내는 도이다.

도 4는 진공정련 설비의 배기가스 처리장치를 모식적으로 나타내는 도이다.
도 5는 진공처리시간의 추이와 진공정련 로내 및 진공배기장치 내의 진공도의 변화를 나타내는 도이다.

도 6은 종래의 진공정련 장치에 있어서의 실 장치를 모식적으로 나타내는 도이다.

도 7은 본 발명에 의한 실장치의 일 태양을 나타내는 도이다.

도 8은 핫 웰 둘레를 모식적으로 나타내는 도면이다.

도 9는 핫 웰 수봉뚜껑의 측면도를 나타내는 도면이다.

발명을 실시하기 위한 가장 양호한 실시 형태

본 발명에 있어서, 감압 정련을 행할 때에는 예를 들면 도 1a에 나타내는 정련 용기(1)는 대기압 정련을 실시할 때는, 예를 들면 도 1b에 나타내는 정련 용기(1)를 쓸 수 있다. 정련 용기 내에서 함크롬 용탕 중에 저취 송풍구(2)을 통하여 정련 가스를 불어넣는다. 또한 정련 용기(1)는 착탈 가능한 배기 후드(3)를 가지고 있어, 감압 정련 때에는 도 1a에 도시하는 바와 같이 정련 용기(1)에 배기 후드(3)를 장착하고, 가스 흡인을 함으로써 정련 용기 내를 감압한다. 대기압 정련 시에는, 도 1b에 도시하는 바와 같이 배기 후드(3)를 장착하지 않으므로, 취입 가스로서는, 저취 송풍구(2)뿐만 아니라 상취 랜스(12)를 병용하여 가스를 불어넣는 것도 가능하다.

본 발명은 상기 (1)에 기재한 바와 같이, 정련 과정에 있어서 용기 내를 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)로 감압하여 산소 가스를 포함하는 가스를 불어넣는 스텝을 가지는 것을 최대의 특징으로 한다. 이 스텝을 제2스텝으로 한다. 이 스텝(이하, 총칭하여 「제2스텝」으로 한다.)을 [C]농도 0.4질량% 전후의 중탄영역에 배치하고, 동시에 용탕을 강교반함으로써, 이 중탄영역에 있어서의 탈탄산소 효율을 높은 값으로 유지할 수 있고, 또한 더스트의 발생을 억제할 수 있게 된다.

도 2는 [C]농도 0.2 내지 0.5%의 범위에 있어서, 저취 가스 취입량을 용탕 톤당 0.4 내지 0.9Nm³/min로 하였을 때의, 정련 용기 내 압력과 탈탄산소 효율과의 관계를 나타낸 것이다. 용기 내 압력 400Torr(53kPa) 이상의 영역까지, 높은 탈탄산소 효율을 유지할 수 있다는 것을 알 수 있다. 또한, 100Torr(13kPa) 이하에서는 더스트 발생량이 많아 조업할 수 없었다.

도 3은 [C]농도 0.2 내지 0.5%, 저취 가스 취입량을 용탕 톤당 0.4 내지 0.9Nm³/min로 하였을 때의, 정련 용기 내 압력과 더스트 발생량 지수와의 관계를 나타내는 도면이다. 더스트 발생량 지수는 용기내 압력 400Torr(53kPa)에서의 더스트 발생량의 평균치를 l로서 지수화한 값이다. 정련 용기 내 압력을 250Torr(33kPa) 이상으로 함으로써, 더스트 발생량을 대폭 저감할 수 있다는 것을 알 수 있다.

제2스텝에 있어서 압력 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)의 범위로 함으로써, 저취 가스 취입량의 증대를 꾀할 수 있고, 그 결과 정련 시간의 단축을 도모하는 것이 가능하게 된다. 저취 가스 불어넣기 속도는 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하면 바람직하다. 이에 따라 250Torr(33kPa) 이상의 압력에서 높은 탈탄산소 효율을 얻기 위한 강교반을 실현하는 동시에, 정련 시간을 단축할 수 있고, 또한 250Torr(33kPa) 이상의 압력이면 저취 가스의 불어 넣기 속도가 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상이어도 더스트 발생량을 낮은 위치로 억제하는 것이 가능하다. 저취 가스 불어 넣기 속도는 용탕 톤당 0.5Nm³/min 초과로 하면 한층 더 바람직한 결과를 얻을 수 있다.

정련 용기 내의 압력이 400Torr(53kPa) 이상인 제1스텝으로부터 압력 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)의 제2스텝으로 이행하는 시기로서는, 용강 중의 [C]농도가 0.8 내지 0.3%에서 이행하면 바람직하다. [C]농도가 0.8%보다 높은 [C]영역에 있어서는, 감압 정련을 한다고 하더라도 압력을 400Torr(53kPa)보다 높은 압력으로 설정하여 산소 가스 불어넣기 속도를 증대시키는 편이 효율적으로 정련을 행할 수 있기 때문이며, 또는 대기압 정련을 하여 상취 산소 가스 불어 넣기를 병용하는 것이 높은 산소 가스 불어 넣기 속도를 확보하여 효율적으로 정련을 행할 수 있기 때문이다. 물론, 제2스텝을 [C]농도가 0.8% 이상인 영역, 예를 들면 [C]농도 1.0%부터 개시된다고 하더라도, 본 발명의 효과를 발휘할 수 있다. 한편, [C]농도가 0.3%보다 낮은 [C]영역까지 400Torr(53kPa)를 넘는 압력으로 정련을 계속하면, 탈탄산소 효율의 저하를 초래하고, 정련 시간의 연장으로 이어지므로 바람직하지 못하다. 물론, 제2스텝을 [C]농도가 0.3% 이하인 영역, 예를 들면 [C]농도가 0.2%부터 시작하더라도, 본 발명의 효과를 발휘할 수 있다. 가장 바람직하게는, 용강 중의 [C]농도가 0.5 내지 0.4%에 있어서 제2스텝으로 이행하면 된다.

정련 용기 내의 압력이 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)인 제2스텝으로부터 압력이 250Torr(33kPa) 이하인 제3스텝으로 이행하는 시기로서는, 용강중의 [C]농도가 0.4 내지 0.1%에 있어서 이행하면 바람직하다. [C]농도가 0.4%보다도 높은 [C]영역을 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)의 압력으로 함으로써, 정련 능률의 향상이나 더스트 발생량의 저감이라는 본 발명의 효과를 충분하게 발휘할 수 있기 때문이다. 물론, [C]농도 0.5%로부터 제3스텝으로 이행한다고 하더라도 본 발명의 효과를 발휘하는 것이 가능하다.

한편, [C]농도가 0.1% 보다 낮은 [C]영역까지 250Torr(33kPa)를 넘는 압력으로 정련을 계속하면, 탈탄산소 효율의 저하를 초래하고, 정련 시간의 연장을 초래하므로 바람직하지 못하다. 물론, 제3스텝을 [C]농도가 0.1% 이하인 영역, 예를 들면 [C]농도가 0.05%부터 시작한다고 하더라도, 본 발명의 효과를 발휘할 수 있다. 가장 바람직하게는, 용탕 중의 [C]농도가 0.3 내지 0.2%에 있어서 제3스텝으로 이행하면 좋다.

제2스텝에 있어서의 저취 가스의 불어 넣기 가스 종류로서는, 제2스텝의 처음부터 산소와 불활성가스의 혼합 가스로 하여도 좋지만, 처음에는 산소 가스 단독으로 불어 넣고 제2스텝 내에서 순차적으로 불활성가스 비율을 증대시키는 패턴으로 하여도 좋다.

제2스텝 내에 있어서의 정련 용기 내의 압력은 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)의 범위 내에 있어서 일정한 압력을 유지할 수도 있지만, 높은 압력으로부터 낮은 압력으로 순차적으로 변화시켜 가는 패턴을 취하면, 불활성가스의 혼합없이, 거의 일정한 높은 탈탄산소 효율을 유지하여 탈탄을 행할 수 있으므로, 보다 바람직한 결과를 얻을 수 있다.

제2스텝의 전 단계, 즉 제1스텝에 대하여는, 그 전체를 대기압 하에서 정련을 행할 경우, 그 전체를 감압 상태에서 정련을 행할 경우, 당초 대기압 하에서 그 후 감압 상태에서 정련을 행할 경우의 어느 경우를 채용하여도 좋다.

제1스텝에 있어서 대기압 하에서 정련을 행할 때, 정련 용기 위에 감압 정련을 위한 배기 후드(3)를 설치하지 않으므로, 가스 불어 넣기로서 상취와 저취를 병용할 수 있다. 또한 대기압 하에서 배기가스 처리를 행하므로, 감압 정련과 비교하여 배기가스 흡인 능력을 증대시키는 것도 가능하다. 이러한 상황 하에서는, 저취에 부가하여 상취를 함으로써, 전체 불어넣기 가스량을 증대하여 탈탄정련의 진행을 촉진시킬 수 있다. [C]농도가 낮아질수록, 용강 중 [Cr]과 평형하는 가스 중의 일산화탄소 분압 P_co이 저하된다. 따라서, 대기압 하에서의 정련에 있어서는, [Cr]의 산화 손실을 방지하기 위하여, 불어 넣기 가스 중에 Ar 등의 불활성가스를 혼합하고, [C]농도의 저감과 함께 불활성가스 비율을 증대하여 분위기 중의 P_co의 저감을 꾀할 필요가 있다.

제1스텝에 있어서 대기압 하에서 정련을 실시할 때, 불어넣는 가스로서 산소만을 사용할 수 있다. 이것은 제1스텝의 [C]범위 0.8 내지 0.3% 이상에서는 용강중 [Cr]과 평형하는 가스중의 P_co는 0.7atm 이상이며, 불어 넣기 가스로서 산소만을 사용하더라도 탈탄산소 효율의 저하는 적어, 높은 탈탄속도를 얻을 수 있다. 또한 고가의 불활성가스의 사용을 억제하는 것이 가능하다. 또, 제1스텝의 [C] 범위를 0.5% 이상으로 하면 용강중 [Cr]과 평형하는 P_co는 0.9atm 이상이 되므로 보다 높은 효과를 얻을 수 있다.

제1스텝의 정련을 당초 대기압 하에서 행하고, 그 후 400Torr(53kPa) 이상의 압력으로 하여 감압 상태에서 행할 수 있다. 제1스텝의 후반에 감압 정련을 채용하면, 같은 영역을 대기압 하에서 정련할 경우와 비교하여, 불활성가스의 혼합비율을 저감하거나 또는 완전히 불활성가스를 채용하지 않는 산소 가스만의 불어 넣기에서도 P_co를 낮게 유지할 수 있고, [Cr]의 산화를 방지한 정련을 실시하는 것이 가능하게 된다. 대기압으로부터 감압에 이행하는 시기로서는, [C]농도 0.8 내지 0.5%의 영역에서 이행하면 바람직하다. 이것은 이 [C]농도 이하에서는 용강 중 [Cr]과 평형하는 P_co가 1atm 이하가 되기 때문에 P_co를 내리는 수단을 추가하는 것이 효율적인 탈탄을 행할 수 있기 때문이다. 압력을 400Torr(53kPa) 이상으로 하는 이유는, 제1스텝의 [C]농도영역이면, 고탄소이므로 높은 압력하에서도 충분하게 양호한 탈탄산소 효율을 얻을 수 있기 때문이다. 또한 이 탄소영역에서는 취입 가스량을 확보하여 높은 정련 능률을 확보하는 것이 중요하지만, 동일한 감압 흡인 장치를 사용하는 것이라면 압력이 높을수록 배기가스 흡인 능력이 증대하여 불어 넣기 가스량을 증대시키는 것이 가능하게 되기 때문이다. 아울러, 압력이 높을수록 같은 가스 취입량에서도 더스트의 발생 및 진공정련 용기의 용탕표면으로부터 발생하는 미립의 지금의 불어올려짐을 억제할 수 있기 때문이다.

각 스텝에 있어서의 진공도에 대하여는, 후술하는 바와 같은 진공제어에 의하여 목표 진공도로 컨트롤 하면서 진공탈탄정련하는 것이 가능하다. 또한 컨트롤 하는 목표 진공도는 각 스텝에 있어서 복수인 경우도 있을 수 있다.

제2스텝에 비하여 효과대는 적으나, 제1스텝에서도 저취로부터의 가스 불어 넣기 속도가 높을수록 용탕의 교반력이 증대되고, 탈탄산소 효율을 높은 수위로 유지할 수 있으므로, 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한 불어 넣기 속도가 클수록 높은 산소공급 속도를 얻을 수 있고, 정련 시간을 짧게 하는 것이 가능하게 된다.

제1스텝의 처음부터 감압 정련을 실시하여도 된다. 예를 들면 생산능력에 여력이 있어, 정련 시간을 연장하여도 좋은 경우에는, 제1스텝의 처음부터 감압 정련을 실시한다. 이에 따라 산소의 공급 속도가 저하되고, 정련 시간은 연장되지만, 탈탄산소 효율을 정련 전체에서 높은 수준으로 유지하는 것이 가능하게 되고, 예를 들면 정련 전체의 탈탄산소 효율 90% 이상을 확보할 수 있게 된다. 아울러, 고가의 희석 가스의 사용도 극도로 억제할 수 있게 된다.

제2스텝의 다음 단계, 즉 제3스텝에 대하여는, 용기 내를 250Torr(33kPa) 이하로 감압하여 가스를 불어넣는다. 용강 중의 [C]농도가 저하된 만큼, 높은 탈탄산소 효율을 얻기 위한 최적의 용기 내 압력이 저하하므로, 탈탄이 진행된 제3스텝에 있어서는 제2스텝보다 낮은 압력을 채용하는 것이 바람직하다. 아울러, [C]농도가 낮을수록 탈탄반응에 대한 용탕 교반의 영향이 커진다. 동일한 가스 불어 넣기 속도에서는 용기 내 압력이 낮을수록 가스의 팽창값이 커지고, 용탕 교반력이 증대되므로, 제2 스텝보다도 낮은 압력으로 하는 것이 바람직하다.

제3스텝에 있어서는, 용강중의 [C]농도 저하에 따라 용기 내의 압력을 차례로 단계적으로 저하시키면 바람직하다. 용기 내 압력을 순차적으로 저하시키고, 탈탄정련의 최종단계에서는 용기 내 압력을 50Torr(7kPa) 이하까지 저하시키면 바람직하다. [C]농도가 낮은 영역에서는, [C]농도의 저하에 따라, 용탕 중 [Cr]과 평형하는 P_co가 급격하게 저하된다. 예를 들면 [C] 0.2%에서는 평형 P_co는 약 0.3atm이지만, [C] 0.1%에서는 0.latm 이하가 된다. 이것에 대응시켜서, 용기 내의 압력을 단계적으로 저하시키면 안정적으로 탈탄산소 효율을 높은 수준으로 유지할 수 있게 된다.

제3스텝에 있어서는, [C]농도가 충분하게 저하되어 있으므로, 불어 넣기 가스로서 산소 가스를 포함하지 않는 혼합 가스, 또는 불활성가스 만을 불어넣어도 좋다. 또한 불어 넣기 가스로서 산소 가스와 불활성가스와의 혼합 가스를 공급할 때, 또한 용탕 중의 C농도 저하에 따라 혼합 가스중의 산소 가스의 비율을 서서히 저하시키면 바람직하다. 불어 넣기 가스가 불활성가스뿐일 경우와 비교하여, 적절하게 산소 가스를 혼합한 경우에는 산소의 공급 속도를 확보한 후 효율적인 탈탄을 할 수 있기 때문에 정련 시간을 짧게 할 수 있다. 또한 [C]농도의 저하에 따라, 용탕 중 [Cr]과 평형하는 P_co가 급격하게 하강하므로, 이 P_co의 하강에 맞추어, 불어 넣기 가스의 산소 가스 비율을 저하시키면, 효율적인 탈탄을 할 수 있게 된다. 또한 제3스텝의 최종단계에 불어 넣어 가스를 불활성가스만으로 하여 정련하는 경우도 있다. 또한 불어 넣기 가스를 불활성가스로 하기 직전 또는 그 후에 페로실리콘 등을 투입하여 용탕상의 슬러그 중 크롬산을 환원하여 크롬(Cr) 등의 유가원소의 수율을 향상시키는 것도 가능하다.

전술한 바와 같이, [C]농도가 낮을수록 탈탄반응에 대한 용탕 교반의 영향이 커진다. 제3스텝은 제2스텝보다도 용기 내 압력을 낮게 하지만, 불어 넣기 가스량으로서도, 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또, 불어 넣기 가스량이 지나치게 크면 다량의 스플래쉬가 발생하여, 조업상의 지장을 초래하므로, 용탕 톤당 1.0Nm³/min 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 정련 용기 내에 저취 가스를 공급할 경우에는, 일반적으로 이중관 송풍구가 사용된다. 이중관 송풍구에서는 내관에 정련 가스, 외관에 냉각 가스가 흘려보내진다. 본 발명에서 산소 가스 단독의 불어 넣기를 행할 경우에도, 외관에는 소량의 냉각 가스로서, 질소 또는 Ar 또는 프로판 등의 탄화수소 가스, 또는 그것들의 혼합 가스가 공급된다. 또한 산소(O₂)에 혼합하는 가스는 Ar등의 불활성가스, N₂, CO, CO₂의 단독 또는 혼합 가스가 있다.

본 발명의 감압 정련 방법에 있어서는, 종래의 감압 정련 방법과 비교하여 불어 넣기 가스량이 증대하므로, 정련 용기 내를 감압하기 위한 진공배기장치에 관한 고려가 필요하다. 배기가스량의 증대에 의한 발열량의 증대에 대하여는, 도 1a에 나타내는 배기 후드(3)와 진공배기장치(증기 이젝터(10), 워터 펌프(11)) 사이의 배기 배관(7)에 설치하는 가스 쿨러(8)의 대수 또는 1대당의 냉각 능력을 증대시킴으로써 대처할 수 있다. 또한 배기가스량의 증대에 의한 더스트 발생량의 증대에 대하여는, 배기 후드(3)와 진공배기장치 사이의 배기 배관에 설치하는 버그 필터(9)의 대수 혹은 1대당 더스트 처리 능력을 증대시킴으로써 대처할 수 있다. 본 발명에 있어서는, 제2스텝에 있어서의 정련 용기 내의 압력을 종래와 비교하여 높은 압력으로 한 결과로서 더스트 발생량이 저감되었으므로, 버그 필터의 증설도 최저 규모의 증설로 충분하다.

또한, 본 발명에 있어서는, 극저탄 함크롬 용탕을 정련할 경우에, 제3스텝까지의 1회째의 감압 정련을 한 후에 용기 내의 압력을 400Torr(53kPa) 이상까지 복압한다. 이렇게 복압을 행하고, 그 후 2회째의 감압 정련을 실시하는 동시에, 2회째의 감압 정련의 가스 불어 넣기 속도를 용강 톤당 0.4Nm³/min이상으로 함으로써, 극저탄 영역에 있어서의 탈탄효율을 대폭 향상할 수 있다. 종래와 같이 1단 감압 정련으로 [C]농도 0.01% 이하의 극저탄 함크롬강을 용제하는 경우에는, 감압 정련을 20분간 이상 계속할 필요가 있었으나, 본 발명과 같이 감압 정련의 도중에 복압을 하여 2단 감압을 행할 경우에는, 감압 정련의 합계 시간을 10분정도 짧게 하여 동일한 극저 탄소강을 용제하는 것이 가능하게 되었다.

[C]농도가 소정의 농도까지 저하된 시점에서 대기압 하에서의 정련을 중단하고, 정련 용기(1)에 배기 후드(3)를 장착하고, 감압 정련을 개시한다. 감압 정련 시작시의 진공도가 대기압으로부터 저하되어가는 과정에서 산소 가스의 공급이 없더라도 급격한 탈탄반응이 진행된다. 이것은 용탕 중에는 분위기의 CO가스 분압과 평형하는 양의 [O]이 용융되어 있어, 진공처리를 행함으로써 분위기의 CO가스 분압이 저하되므로, 용융되지 않게 된 [O]가 용탕 중 [C]와 결합하여 일어나는 반응이며, 자연탈탄이라 부르고 있다. 본 발명자들은 여러 가지 실험을 하여, 이 자연탈탄량이 용탕조성, 용탕온도, 진공처리 등의 조건에는 크게는 의존하지 않고, 약0.05%인 것을 정량적으로 구하였다.

1회째의 감압 정련의 도중에 복압을 행하는 동시에 2회째의 감압정련의 가스 불어 넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 함으로써 극저탄 영역에서의 탈탄이 촉진되는 이유는 명확하지는 않지만, 저취 가스에 의한 강교반하에서는 [C]농도가 저하된 영역에 있어서도 전술의 자연탈탄의 효과를 얻을 수 있기 때문으로 생각된다. 즉, 감압 정련의 도중에 복압을 행함으로써 용탕 중에 용융하는 [O]농도가 증대되고, 다시 진공처리를 행함으로써 용융할 수 있는 [O]농도가 저하되어 가는 과정에서 탈탄반응이 용이하게 일어나는 것으로 생각된다.

복압을 행하는 시기로서는, 1회째의 감압 정련에서 [C]농도가 0.05 내지 0.12질량%까지 저하된 시점에서 행하면 본 발명의 효과를 발휘할 수 있다. 전술한 바와 같이, 진공처리 하였을 때에 일어나는 자연탈탄량은 약0.05%정도이며, 복압시 의 [C]농도로부터 이 양을 뺀 양을 2회째의 감압 정련에서는 탈탄하면 좋게 된다. 복압시의 [C]농도가 0.12%를 넘으면 2회째의 감압 정련에서의 탈탄량이 커지고, 충분한 효과가 얻을 수 없게 된다. 본 발명의 상기 (9)에 있는 바와 같이, 1회째의 감압 정련에서 용강중의 [C]농도를 0.08질량% 이하까지 탈탄한 후에 복압를 행하면 가장 바람직한 결과를 얻을 수 있다.

2회째의 감압 정련에 있어서의 가스 불어 넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 한다. 예를 들어 감압 정련 도중의 복압을 하였다고 하더라도, 2회째의 감압 정련에 있어서의 가스 불어 넣기 속도가 종래와 같은 정도인 용탕 톤당 0.3Nm³/min 정도에서는, 극저탄 강 용제를 위한 감압정련 시간은 종래의 1단 감압 정련과 비교하여 1 내지 3분간 정도밖에 짧게 할 수 없다. 또한, 1단 감압 정련에 있어서 가스 불어 넣기 속도를 본 발명과 같은 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하더라도, 감압 정련 시간의 단축은 극히 조금 밖에 얻지 못한다. 2회째의 감압 정련에 있어서의 가스 불어 넣기 속도는, 용탕 톤당 0.5Nm³/min 이상으로 하면 보다 바람직한 결과를 얻을 수 있다. 2회째의 감압 정련에서의 자연탈탄 후의 [C]농도는 0.05% 이하이며, 탈탄반응은 완전하게 [C]확산 율속 영역이 되어 있어, 탈탄을 진행함에 있어서는 가스 불어 넣기 속도가 중요한 인자가 된다. 본 발명에서는 이 양이 적어도 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상인 것을 알아내었다.

2회째의 감압 정련 시작시에 있어서는 [C]농도가 0.1% 이하 정도까지 저감되고 있으므로, 용기 내의 압력으로서는 200Torr(26kPa) 이하의 압력으로서 [Cr]의 산화를 억제하고, 높은 탈탄산소 효율을 확보한다. 본 발명의 상기 (10)에 있는 바와 같이, 2회째의 감압정련에 있어서의 용기 내의 압력을 100Torr(13kPa) 이하로 하면 바람직하다. 이것은 용기 내의 압력이 낮을수록, 용탕 중에 용융하는 [O]농도가 저하되고 또한 동일 가스 공급 속도에서는 가스의 팽창에 의한 교반력이 커지기 때문에 탈탄속도가 높아진다. 이 효과를 향수하기 위하여는 100Torr(13kPa) 이하로 하는 것이 유효하기 때문이다. 2회째의 감압 정련에 있어서의 용기 내의 압력을 50Torr(7kPa) 이하로 하면 보다 바람직하다.

2회째의 감압 정련에 있어서 불어넣는 가스는, 산소 가스와 불활성가스의 혼합 가스로 할 수 있다. 2회째의 감압 정련에 있어서는 [C]농도가 저하되어 있으므로, [Cr]의 산화를 억제하여 높은 탈탄산소 효율을 얻으려면, 산소 가스의 비율을 너무 높게 할 수는 없다. 본 발명의 상기 (10)에 있는 바와 같이, 2회째의 감압 정련에 있어서 불어넣는 가스중의 산소 가스의 비율을 30% 이하로 하면 바람직하다. 산소 가스의 비율이 30%를 넘으면, 용강 중[Cr]의 산화에 사용되는 산소량이 급격하게 증대하고, 불어넣는 산소 가스의 반 이상이 [Cr]의 산화에 사용되게 되므로, 30% 이하로 하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는, 산소 가스의 비율은 10% 정도로 하면 좋다.

다음으로 본 발명에 의한 정련 장치를 도면에 의하여 설명한다.

본 발명의 배기가스 처리 설비의 개념도를 도 4에 나타낸다. 진공정련로(1)에서 발생한 배기가스(15)는 수냉 덕트(13)를 지나, 그것에 접속되는 배기가스 냉각기(16)에서 냉각된다. 그 후 덕트(14)를 통하여 집진기(9)에서 먼지가 제거되어, 다단 이젝터식 진공배기장치(10)를 통과하고, 또한 수봉식 진공펌프(11)에서 흡인되어, 대기 방산된다.

이 때, 로내 진공도계(17), 배기가스 냉각기 후의 진공도계(18), 집진기 후의 진공도계(19), 다단 이젝터식 진공배기장치 후의 진공도계(20)의 어느 하나의 진공도를 측정하면서, 압력신호를 제어장치(21)에 넣어, 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 조정하면서 진공펌프(11)의 전면에 배기가스의 일부를 되돌려 보낸다. 이로써 진공정련 용기 내 또는 덕트 내를 소정의 목표 진공도로 제어하는 것이 가능해진다. 진공도 제어에 있어서, 어느 진공도계의 신호를 사용할 지는 정련의 단계에 의하여 자유롭게 선택 가능하다.

제어하는 진공도의 레벨은 진공정련 용기로부터의 지금의 불어올려짐 량 및 용탕 중의 크롬의 산화량에 따른다. 일반적으로, 진공도가 좋아지면(압력치가 낮아지면) 용강 중의 탄소가 우선적으로 산화되어서 크롬의 산화량은 감소한다. 그러나, 진공정련 용기로부터 불어올려질 수 있는 지금·스플래쉬량은 증대한다. 즉 크롬산화 손실 저감의 측면에서는 진공도를 좋게 하는 것이 좋으나, 지금·스플래쉬량 저감의 측면에서는 진공도를 낮추는 것이 좋기 때문에, 이 양자를 고려하면 제어하는 진공도에는 최적의 범위가 존재한다. 또한 이 용탕 중 크롬의 산화량 및 지금·스플래쉬의 불어올려지는 양은 용탕 중 탄소량에도 의존한다.

다음으로 본 장치의 사용 방법을 도 4에 의거하여 설명한다.

진공정련의 처리 개시 전에, 진공배기장치 전면의 진공 밸브(23)을 닫아 두 고, 이젝터 및 수봉식 진공펌프를 포함하는 진공배기 설비측과 배기가스 냉각기, 또는 집진기를 포함하는 진공정련 용기측을 진공 밸브(23)에 의하여 구획짓는다. 이 때 미리 진공배기 설비측 내를 진공도계(20)의 신호를 기초로 98Torr(13kPa)를 목표로 진공도 제어하여 둔다. (이것은 조업상 프리배큠(pre-vacuum) 처리라고 부른다)

진공펌프(11)는 진공도가 51 내지 61Torr(7 내지 8kPa) 정도가 되면, 물의 증발이 심하게 되어 캐비테이션을 일으키기 때문에, 전술한 진공도를 설정하여 진공도 제어를 행한다. 종래는 약 61Torr(8kPa) 이하가 되면 캐비테이션 방지 밸브에 의하여, 압력을 릴리프(relief)하여 진공도를 조정하였지만, 상기 방지 밸브의 개폐 빈도의 증가에 의하여 밸브체의 리크(leak)가 문제가 되었다. 그러나, 본 발명에 의하여 상기 방지 밸브의 개폐 빈도는 격감하여, 밸브체로부터의 리크(leak)는 없어졌다. 따라서, 진공도 제어는 61Torr(8kPa) 이상의 범위가 된다.

또한 이 후 대기압의 정련 용기측과 균압화한 때, 진공도의 저하를 억제하기 위하여, 프리배큠의 진공도는 가능한 한 고진공인 것이 바람직하다. 따라서, 프리배큠의 진공도의 제어 범위는 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 제어성을 고려하여 61 내지 205Torr(8 내지 27kPa)로 하였다.

정련 용기측의 처리 준비 완료후 로내 진공도 작업을 시작한다. 처리 개시와 동시에 진공밸브(14)를 열고, 진공배기 설비측과 진공정련 용기측을 동일한 압력진공으로 하고, 이어서 진공배기장치에 의하여 경로 전체를 신속하게 고진공으로 한다.

진공처리를 시작하여 경로전체를 진공으로 할 경우, 진공도 제어용 압력 제어밸브(22)를 닫아서 신속하게 고진공화하고 싶다. 그러나, 진공 밸브(23)를 열기 전에는 진공도 제어에 의하여 압력조정 밸브(22)는 완전 개방에 가까운 상태가 되어, 예를 들면 용기 내 진공도계(17)의 신호에 의한 피드백 제어에 기초한 진공도 제어로는 압력제어 밸브의 밸브 개도를 급속히 닫기가 어렵다. 이 때, 진공 시작 신호와 동시에 상기 압력조정 밸브의 밸브 개도를 강제적으로 20% 이하, 바람직하게는 완전 닫기로 고정하고, 진공펌프 후의 배기가스의 되돌아감을 없앰으로써, 신속하게 진공도를 올리는 것이 가능해진다. 도 5의 (a)의 진공도를 올리는 효과를 얻을 수 있다. 이 때, 압력조정 밸브(22)의 일반적인 밸브 특성으로부터, 밸브 개도가 20% 이하가 되면 거의 전폐(全閉)에 가깝게 되어 유체를 차단하는 특성을 가진다.

처리 시간을 단축하기 위하여, 진공 시작 후 가능한 한 신속하게 취산탈탄을 시작하고 싶다. 그러나, 취산과 동시에 대량의 CO가스가 발생하는데, 진공정련 용기 내 또는 진공 덕트 내에 산소가 잔류하고 있으면, 생성한 CO가스와 반응하여 연소·폭발할 위험이 있다. 이에 진공 정련 용기 및 진공 덕트 내의 산소농도를 폭발 한계 이하로 신속하게 저감시킬 필요가 있다. 그 방법으로서, 진공정련 로 내에 산소를 함유하지 않는 대량의 불활성가스나 질소, 또는 이들의 혼합 가스를 불어 넣고, 산소를 희석하는 것이 유효하다. 다만, 진공도를 올린 상태에서 희석 가스 불어 넣기를 행하지 않으면 희석 가스가 대량으로 필요하다. CO의 폭발 한계가 되는 배기가스 중의 산소농도는 발명자들의 시험 결과에 의하여 7vol% 초과 내지 9vol% 이하인 것이 밝혀졌다. 따라서, 배기가스 중의 산소농도를 7vo1% 이하로 한다.

진공정련 용기에서 용탕을 취산탈탄하는 경우, 전술한 바와 같이 생성하는 CO가스에 의하여, 용탕으로부터의 지금·스플래쉬의 심한 불어올려짐, 또는 급격하게 지금이 불어올려지는 돌비를 야기할 위험성이 있다. 이에 취산 개시후에는 신속하게 진공도를 내리고, 조업상 상기 문제를 회피 가능한 진공도로 제어할 필요가 있다. 이 때문에, 진공도 제어용 압력제어 밸브(22)를 열어서 배기가스를 진공펌프 후면으로부터 전면으로 되돌려 보내 진공도를 내리고 싶어도, 취산 개시 전에는 진공도 제어에 의하여 진공도 제어용 압력 조정 밸브(22)는 전폐에 가까운 상태가 되어, 자동 모드에서는 진공도 제어용 압력제어 밸브(22)의 밸브 개도를 급속히 여는 것은 어렵다. 이에, 취산 개시의 신호와 동시에 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 강제적으로 80% 이상으로 고정하고, 진공펌프후 배기가스가 되돌아가는 것을 조정 밸브의 능력 상한까지 늘림으로써, 신속하게 진공도를 내리는 것이 가능해진다. 압력조정 밸브의 일반적인 밸브 특성으로부터 밸브 개도를 80% 이상으로 하면 거의 전개에 가까운 유량이 흐르므로, 이 때의 밸브 개도는 80%이상으로 하였다.

도 5의 실시예에서는, (c)에 나타내는 바와 같이 정련 용기 내에 취산 개시후 50초간 상기 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 100%로 고정함으로써, 일단 152Torr(20kPa)로 향상된 진공도를 신속하게 300Torr(40kPa)으로 되돌려서 제어할 수 있었다. 이 제어하는 진공도는 용탕 중 탄소농도 및 취산속도에 따라 다르고, 발명자들의 연구에서는 60 내지 403Torr(8 내지 53kPa)의 범위가 적정한 것으로 밝혀졌다. 또한 취산 개시 후에 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)를 80% 이상으로 고정하는 시간은 제어하는 진공도 및 진공정련 용기 내지 진공배기 장치에 이르는 진공으로 하는 내용적 등에 의하여 결정되고, 발명자들의 경험으로부터 볼 때 30초 내지 120초가 최적의 범위로 밝혀졌다. 따라서 전술한 정련 용기 내로 취산 개시후, 이 소정의 시간내는 상기 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 80% 이상으로 고정함으로써, 신속하게 진공도를 60 내지 403Torr(8 내지 53kPa)의 진공도로 제어할 수 있다.

전술한 바와 같이 용탕을 진공 취산탈탄할 경우, 지금·스플래쉬의 불어올려짐및 급격한 돌비를 회피하기 위하여 진공도를 어느 정도 내려서(압력을 올려서) 취산탈탄할 필요가 있다. 그러나, 이것은 용탕 중 탄소농도나 취산 속도에 따라 적정한 진공도가 있어, 탄소농도가 낮을수록 또는 취산속도가 낮을수록 지금의 불어올려짐·돌비의 위험성은 회피된다. 한편, 용탕 중 탄소농도의 저하에 의하여 철 및 크롬 등의 산화 손실이 늘어나기 때문에, 야금적으로도 진공도는 될 수 있는 한 올리는 것이 이것들의 산화 손실의 억제에 있어서 바람직하다. 이 때, 용탕의 탄소농도가 높은 경우에는 진공도를 내려두고, 탄소농도가 낮아지면 진공도를 상대적으로 올리도록 진공도 제어를 행하고, 지금의 불어올려짐·돌비 회피와 철·크롬의 산화 손실 저감을 동시에 만족할 수 있었다.

본 발명의 실시예로서는, 용탕 중 탄소농도가 질량%로, 0.60 내지 0.40%에서는, 진공도 300Torr(40kPa), 용탕 중 탄소농도 0.40 내지 0.25%에서는, 진공도 205Torr(27kPa), 용탕 중 탄소농도 0.25 내지 0.20%에서는, 진공도 약100Torr(l3kPa)로 제어를 실시하였다. 이들 진공도 레벨은 정련하는 강종, 취산속도 및 정련 용기의 유형·상황 등의 조업 조건에 따라 다르고, 현장의 조건에 적합하도록 결정할 필요가 있다. 또한 취산속도는 제어하는 진공도와 마찬가지로, 용강 중 탄소농도의 감소에 맞춰 순차적으로 저감하는 것도 조업상·야금적으로 유효하여, 본 발명은 이를 토대로 한 진공도 제어를 범위로 하고 있다. 용탕의 탄소농도의 저하에 의하여 순차적으로 진공도를 고진공측으로 제어하는 것의 근거가 된다.

상기 진공도 제어에 있어서, 용탕 중 탄소농도의 저하에 따라 제어하는 진공도를 고진공으로 순차적으로 바꾸는 방법에 있어서, 신속한 고진공화로의 변환이 바람직하다. 그러나, 진공도의 변환 직전은 경험적으로 배기가스 유량의 저하에 의하여 압력조정 밸브(22)는 전개에 가까운 상태가 되어 있어, 자동 모드에서는 고진공화로 바꾼 직후에 압력제어 밸브의 밸브 개도를 급속히 닫기가 어렵다. 이에, 고진공화로의 변환 신호와 동시에 상기 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 강제적으로 0% 내지 20%로 고정하여 60초간 유지하였다. 도 5의 (d)에 이 결과를 나타낸다. 이에 따라 진공펌프 후의 배기가스가 되돌아가는 것이 없어지고, 신속하게 진공도를 향상하게 하는 것이 가능하게 되었다. 다만, 이 때 「0%」란 압력제어 밸브(22)를 완전하게 닫고 있는 것을 의미한다. 압력조정 밸브(22)의 일반적인 밸브 특성으로부터, 밸브 개도가 20% 이하가 되면 거의 전폐에 가깝게 되어 유체를 차단하는 특성을 가지므로, 밸브 개도를 20% 이하로 하였다. 또한 고진공측으로 진공도를 바꿀 경우에 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 20% 이하로 고정하는 시간은 제어하는 진공도 및 진공정련로 내지 진공배기장치에 이르는 진공으로 하는 내용적 등에 의하여 결정되고, 경험으로 볼 때 30초 내지 120초가 최적의 범위로 밝혀졌다.

진공도 제어중, 진공 정련 용기에 부재·합금철 등을 첨가하는 경우가 있다. 이 경우, 첨가되는 부재·합금철 등은 미리 중간 호퍼에 저장되며, 이 중간 호퍼를 로내와 거의 동등한 진공도로 한 후에 용기 내에 첨가된다. 따라서, 첨가시의 배기가스 유량에의 영향은 거의 없지만, 예를 들면 첨가되는 부재에 생석회가 포함되면, 생석회중의 잔류 CO₂등의 가스 성분이 발생하거나, 기타 합금·부재 등에 의하여 용기 내에서의 급격한 가스 발생 반응을 야기하는 경우가 있다. 이들 발생한 가스는 배기가스 유량을 급격하게 증가시키기 때문에, 상기 압력조정 밸브의 밸브 개도가 추종하지 않게 되고, 진공도의 급격한 악화(압력의 상승)를 초래한다. 이 때 합금·부재 등의 용기 내 첨가후 40초간은 상기 압력조정 밸브의 밸브 개도를 0%로 고정하고, 적극적으로 배기가스를 흡인함으로써, 도 5의 (e)에 나타내는 바와 같이 배기가스 유량의 급격한 증가에 의한 진공도의 악화를 억제할 수 있었다. 다만, 이 때「0%」란 압력제어 밸브를 완전하게 닫고 있는 것을 의미한다. 압력조정 밸브(22)의 일반적인 밸브 특성으로부터, 밸브 개도가 20% 이하가 되면 거의 전폐에 가깝게 되어 유체를 차단하는 특성을 가진다. 이 때 압력조정 밸브(22)를 조정하고, 배기가스 유량의 10% 이하의 유량을 수봉식 진공펌프(11)의 상류측으로 돌려보냄으로서 신속하게 진공정련 용기 내의 진공도를 향상시키지만, 되돌려보내는 배기가스 유량이 10%를 넘으면 진공도가 신속하게 향상되지 않으므로 10% 이하로 하였다.

또한 합금·부재 등의 용기 내 첨가후 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 조정하고, 배기가스 유량 10%를 원상태로 되돌리는 시간은 제어하는 진공도, 합금 첨가 호퍼 용량, 호퍼내 진공도, 및 진공정련 용기 내지 진공배기장치에 이르는 진공으로 하는 내용적 등에 의하여 결정되고, 경험으로 볼 때 30초 내지 90초가 최적의 범위로 밝혀졌다.

진공정련 용기에 첨가되는 부재·합금철 등은 보통 용탕에 대하여 냉각 효과를 가지기 때문에 용탕온도가 저하된다. 또 간헐적인 첨가이므로, 어느 정도 정리된 첨가량이 되고, 용탕온도는 일시적으로 크게 냉각된다. 용탕 온도가 저하되면 야금적으로 취산탈탄의 탈탄산소 효율이 악화되고, 철·크롬 등의 산화 손실이 커진다. 이것을 억제하려면, 온도가 일시적으로 저하된 시점에서 진공도를 향상시켜서, 탈탄산소 효율을 상승시키는 것이 유효하다. 이 때, 진공정련 용기에 부재·합금철 등을 첨가한 후, 전술한 배기가스 유량의 일시적인 증가가 가라앉은 후에도 계속하여 120초간, 상기 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 0%로 고정하고, 진공도를 보다 고진공으로 유지하였다. 이에 따라 부재·합금첨가에 의한 용탕온도의 저하에 의한 탈탄반응 효율저하를 억제가 가능해졌다. 다만, 이 때 「0%」란 압력제어 밸브를 완전하게 닫고 있는 것을 의미한다. 압력조정 밸브(22)의 일반적인 밸브 특성으로부터, 밸브 개도가 20% 이하가 되면 거의 전폐에 가깝게 되어 유체를 차단하는 특성을 가지므로, 진공도 제어용 압력 조정 밸브(22)의 밸브 개도를 0 내지 20% 이하로 하였다. 또한 합금·부재 등의 용기 내 첨가 후 진공도 제어용 압력조정 밸브(22)의 밸브 개도를 20% 이하로 고정하는 시간은 제어하는 진공도, 합금첨가량, 용탕 중 탄소농도, 용강중 [Cu], [Ni]등의 합금성분 농도 및 진공정련 용기 내지 진공배기장치에 이르는 진공으로 하는 내용적 등에 의하여 결정되고, 90초 내지 240초가 최적의 범위로 판명되었다.

도 6, 도 7에, 본 발명의 실장치의 일태양을 모식적으로 도시한다. 진공정련 용기(1)에서 진공탈탄처리를 할 경우, 상기 로(1)의 상부를 진공뚜껑(30)으로 덮고, 또한, 진공뚜껑(30)의 하방공간의 상부에는, 지금·스플래쉬의 불어올려짐을 방지하기 위하여, 중간 뚜껑(31)을 배치한다. 그러나, 중간 뚜껑(31)의 중심부는 합금·부재의 첨가 때문에 큰 개구부가 되어, 통상적으로 불어올려진 지금은 진공뚜껑(30)에 설치한 합금·부재첨가 구멍에 직접 도달한다.

이에, 본 발명에 있어서는, 하부 실 밸브(34)의 하부에, 유사 랜스(33)를 밸브체와 일체의 구조가 되도록 설치한다. 또한, 본 발명에서는 합금·부재 첨가 구멍(40)의 내벽에, 유사 랜스(33)의 측벽에 실 가스(질소)를 불어넣는 실 구멍(37)을 설치하였다. 유사 랜스(33)의 측벽과 합금·부재첨가 구멍(40)의 내벽과의 틈은 좁을수록 실 효과가 향상되지만, 하부 실 밸브(34)와 유사 랜스(33)의 승강시에 있어서의 흔들림이나, 불가피한 약간의 지금의 부착을 고려하여, 틈 간격을 설정할 필요가 있다. 예를 들면 10 내지 20mm의 간격을 두는 것이 바람직하다.

하부 실 밸브(34)와 유사 랜스(33)는 보통, 상부에 배치한 승강 장치(도6, 도7 중에 미도시)에 연결되어, 공기압 또는 유압 또는 시브를 매개하여 윈치에 의하여 승강된다. 상기 승강 장치에 의한 승강시의 흔들림을 보다 작게 억제할 수 있으면, 유사 랜스(33)의 측벽과 합금·부재첨가 구멍(40)의 내벽과의 틈을 보다 좁게 하여, 실 효과를 높일 수 있다.

또한 유사 랜스(33)를 구비한 하부 실 밸브(34)를 승강할 때에 있어서는, 합금·부재의 투입시, 합금·부재와의 간섭을 회피하기 위하여, 승강 스트로크(stroke)를 길게 채용할 필요가 있다. 즉, 적어도, 종래의 승강 스트로크보다, 유사 랜스(33)의 높이만큼, 길게 잡을 필요가 있다.

그러나, 진공정련 용기(1)의 상방 공간은 보통, 합금·부재 등을 반송·투입하고, 저장하는 콘베이어나 호퍼 등의 설비기기 및 진공정련 용기를 진공으로 하기 위한 진공뚜껑이나 진공 덕트 및, 그들의 승강 장치, 부대 장치 등이 배치되어 있어서, 지극히 협소한 공간이어서 스트로크가 긴 승강 장치를 배치하는 것은 어려우므로, 본 발명에 있어서는 그 대책으로서, 합금·부재 투입 슈트의 양측에 한 쌍의 승강 장치(36)(예를 들면 에어 실린더, 유압 실린더)를 배치하고, 상기 승강 장치의 연결 바의 상부에, 하부 실 밸브와 연결된 로드를 연결시키고, 이것을 한 쌍의 승강 장치(36)에서 상방으로 밀어 올림으로써 밸브체(하부 실 밸브와 유사 랜스)를 상승 또는 하강시킨다. 이 대책에 의하여, 진공정련 용기(1)의 상방의 협소한 공간을 유효하게 사용하고, 유사 랜스(33) 부착 하부 실 밸브(34)의 승강 스트로크를 길게 잡을 수 있고, 본 발명에서는 유사 랜스(33)가 합금·부재의 투입시, 합금·부재와 간섭하는 경우가 없다. 한편, 상부 공간에 다소의 여유가 있는 경우에는, 하부 실 밸브와 더미 랜스를 일체 구조로 하지 않고, 하부 실 밸브는 중간 진공 호퍼에 설치하고, 더미 랜스는 단독으로 합금·부재첨가 구멍에 설치하여도 좋다. 단, 이 경우, 양자를 연동하여 승강시킴으로써 원활한 합금투입과 실성을 유지할 수 있다.

또한, 본 발명에 있어서는, 실 효과를 보다 높이기 위하여, 합금·부재첨가 구멍(40)의 내벽에, 유사 랜스(33)에 실 가스(주로 질소)를 불어넣는 실 구멍(37)을 만들어 둔다.

실 가스의 유량은 정련 조건에 맞추어, 적당하게, 유량 조절밸브(도면에는 미도시)에 의하여 제어 가능하다. 용탕 중의 탄소농도가 높고, 취산속도가 큰 탈탄초기로부터 중기에 이르는 사이에는 지금·스플래쉬의 불어올려짐이 심하므로, 실 가스의 유량을 높이고, 용탕 중의 탄소농도가 감소하고, 지금·스플래쉬의 불어올려짐이 작아지는 탈탄 중기로부터 말기에 있어서는, 실 가스의 유량을 저감한다. 탈탄 말기에 있어서의 실 가스의 유량 저역은 로내의 진공도 향상에도 기여하므로, 야금반응을 유리하게 진행시킴과 동시에, 용탕 중의 질소농도의 저감에도 유효하다.

또한 합금·부재의 첨가시는, 합금·부재가 로내로 원활하게 흘러들어가도록, 실 가스의 유량을 저감하는 것이 바람직하다. 이 때, 지금·스플래쉬가 합금·부재첨가 구멍(40)에 침입하여 내벽에 부착될 염려가 있으나, 동시에, 합금·부재가 상기 첨가 구멍(40)을 지나므로, 지금·스플래쉬의 침입은 전혀 문제가 되지 않는다.

한편, 실 가스의 불어 넣기 방법은 전술한 방법 이외에, 더미 랜스 및 하부 실 밸브의 로드를 거쳐 외부로부터 더미 랜스 내로 유입되고, 더미 랜스의 주위에 설치한 복수의 구멍으로부터 합금첨가 구멍(40) 내벽으로 불어 넣는 방법도 있다. 진공뚜껑의 하방공간의 상부에는, 지금·스플래쉬의 불어올려짐을 방지하기 위하여, 중간 뚜껑(31)을 배치하지만, 중간 뚜껑(31)은 불활성가스(주로 질소)에 의하여 냉각되어 있다.

본 발명에 있어서는, 상기 불활성가스를, 실 구멍(37)으로부터 유사 랜스(33)를 향하여 불어넣는 실 가스로서 이용할 수 있다. 통상, 중간 뚜껑(31)의 심금(芯金)을 냉각한 가스는, 공급 루트와는 역방향에 보내져 대기 중으로 나오지만, 상기 가스는, 온도가 높고, 또한, 가스방출시의 소음이 문제가 되므로, 그 취급 때문에, 복잡한 설비로 대응하지 않을 수 없게 되고, 결국, 투자 비용이 증대된다.

본 발명에 있어서는, 중간 뚜껑(31)의 심금을 냉각한 가스를 상기 실 구멍으로부터 유사 랜스(33)를 향하여 불어넣는 실 가스로서 이용하므로, 대기방출을 위한 설비가 불필요가 되고, 협소한 설비 공간에 대한 여분의 배관·장치 등의 설치를 회피하고, 설비비의 삭감을 도모할 수 있다.

또한 본 발명에 있어서는, 중간 뚜껑(31)의 심금을 냉각하는 가스와, 실 구멍으로부터 불어넣는 실 가스(양자 모두 주로 질소)의 공급원을 공용할 수 있으므로, 가스 비용의 저감을 꾀할 수 있고 또한, 중간 뚜껑(31)의 심금의 냉각에 사용한 가스(질소)는 가스 온도가 높아져 있으므로, 동일유량을 실 가스로서 사용하여도, 실 구멍의 노즐로부터 나와, 합금·부재첨가 구멍(40)의 내벽과 유사 랜스(33)의 틈을 지날 때의 가스 유속이 커지고, 그 결과, 지금·스플래쉬의 침입을 보다 방지할 수 있고, 실 효과가 커진다.

중간 뚜껑(31)을 사용하지 않는 경우에는, 실 가스를 직접 합금 첨가 구멍(40)에 불어 넣지만, 가스 온도를 높게 하여 유속을 높이는 효과를 얻기 위하여, 미리 고온의 배기가스 덕트 내에 배관하여 열교환을 행하고, 실 가스 온도를 높여 합금 첨가 구멍(40)에 불어 넣는 방법도 본 발명에 포함된다.

실 가스로서는, 주로 질소를 사용하지만, 불활성이면 되고, 질소 이외에, Ar, CO₂, 증기 등을 단독으로 사용할 수 있고, 또한 이것들의 가스를 혼합하여 사용할 수도 있다.

더미 랜스는 고온에 노출되므로 내화물을 일부 배치하는 것이 바람직하다. 또한 수냉, 공냉 등의 냉각을 하는 것도 가능하며, 이들 방법도 모두 본 발명에 포함된다.

다음으로 본 발명의 정련 장치에 있어서의 누수 검지 장치에 대하여 설명한다. 진공 정련로(1)에 발생한 배기가스(15)는 수냉 덕트(13)를 지나, 거기에 접속하는 가스 쿨러(16)로 보내져 그곳에서 냉각된다. 그 후 가스 쿨러(16)로부터 덕트(14)를 거쳐 건식 집진기(9)에 송급되어서 먼지가 제거되고, 또한 덕트(14)를 경과하여 진공배기장치(10)에 보내진 후 대기 방산된다.

이 때, 집진기(9)의 후단에 있어서의 덕트(14)로부터 습도계 및 분석계용 배기가스 흡인 도관(24)을 분기함으로써 배기가스의 일부를 분기 흡인하여 습도계(25)에 유입하도록 하고 있다. 그 결과, 상기 습도계(25)에 있어서 배기가스의 습도가 측정되지만, 이 위치에는 배기가스의 분석계도 병설되어 있다. 배기가스 습도계는 집진기(9)의 후단에 설치하며, 가스 쿨러(16)의 후단에 설치하여도 좋다. 또한 이 때 병설되어 있는 분석계는 동일 장소인 경우도 있지만, 진공배기장치(10)의 후단 또는 집진기(9) 후단에 습도계와는 별개로 설치하는 경우도 있다.

분석계를 병설한 것은 배기가스의 습도를 측정할 때에, CO, CO₂, O₂, H₂ 등의 가스 농도 또는 분압의 적어도 하나를 동시에 측정하기 위해서이다. 이들의 분석치는 진공정련 용기 또는 야금로내의 반응의 진행 상황을 파악하고, 진공정련 용기 또는 야금로로의 가스 불어 넣기, 부재·냉재 투입 등의 오퍼레이션 가이던스(operation guidance)로 하거나, 야금조작 완료의 판단 정보로 하는 것에 이용된다. 또한 습도계의 측정치도 누수의 판단 정보로 하는 이외에, 이들의 가스 분석정보와 함께 전술한 용기 내 또는 로내 반응 상황을 판단하는 정보로서도 이용 가능하다.

본 장치의 사용 방법에 대하여는, 진공정련 용기(1)의 배기가스처리에 있어서, 발생하는 고온의 배기가스를 냉각하기 위하여 덕트의 도중에 가스 쿨러(16)를 설치하고, 또한 도중의 덕트는 수냉을 행한다. 본 대책의 방식으로는 집진기 후단에서 배기가스의 상대적인 습도가 항상 측정·감시된다. 예를 들면 진공정련중, 가스 쿨러(l6)의 수관에 균열이 생기고, 냉각수가 배기가스 중에 분출하였다고 하면, 이 경우 누수는 고온의 배기가스에 의하여 증발하고, 배기가스의 수증기 분압이 상승하므로, 후단에 설치된 습도계(25)는 그 상대적인 습도의 상승을 검지할 수 있다. 즉 배기가스 유로 내가 누수 없이 정상인 상태에서의 배기가스의 상대습도에 대하여, 높은 습도를 일정시간 계속하였을 경우를 누수발생으로서 판단하여 설비·조업상의 처치를 행한다. 또한, 습도만을 검지하는 것에 한하지 않고, 수증기 분압을 검지하여도 좋다.

설비·조업상의 처치의 구체적인 예로서는, 누수 검지후 즉시 누수보수 작업에 필요한 조치, 예를 들면 야금로와 배기덕트의 단절, 또는 바이패스 경로를 장비하고 있는 경우에는 바이패스측으로의 경로변경 등을 하고 나서, 누수장소의 신속한 보수 작업을 행하는 것이 중요하다. 누수의 조기 검지는 보수 장소도 경미한 경우가 많고, 보수가 용이하여 단기에 종료된다. 또한 경우에 따라서는, 경보만을 내고, 적당하게 기기의 운전 정지 등을 할 수도 있다.

보통, 배기가스의 일부를 분리하여 배기가스 중의 습도측정 또는 가스분석측정을 할 경우, 흡인 펌프에 의하여 덕트내 배기가스를 흡인하여 직접 분석계에 분석용 배기가스를 공급한다. 따라서 흡인 펌프는 1단이어도 좋다. 그러나, 진공 하의 배기가스의 습도측정 또는 가스 분석 측정을 행할 경우, 흡인 펌프를 2단으로 갖출 필요가 있다. 이하 그 이유에 대하여 설명한다. 진공 하의 배기가스를 흡인할 경우, 분석 장치에 공급되는 가스는 대기압 상당의 압력이 되므로, 동일 흡인 펌프에 의하여 진공중으로부터 흡인되는 배기가스의 절대유량(표준상태 환산의 가스류량)은 진공도에 의하여 크게 변동한다. 즉 흡인 배기가스의 절대유량은 저진공시와 비교하여 고진공시는 상당히 작아진다. 따라서, 동일 흡인 펌프를 사용할 경우, 습도계 또는 가스분석계측에 공급되는 가스류량은 진공도에 의하여 크게 변동한다. 한편, 습도측정기 또는 가스분석기의 측정정밀도를 고도로 유지하기 위하여 이들의 계량기에 공급되는 가스류량의 변동은 회피되지 않으면 안된다. 이 대책으로서, 흡인 펌프를 2단으로 준비한다.

또한, 진공정련중의 배기가스의 수증기분압은 기기의 누수 이외의 요인으로 상승하는 경우도 있다. 진공정련 용기에는, 조업중 합금철·냉재·생석회 등의 부원료가 투입된다. 이들 부원료는 다소의 수분을 함유하고 있기 때문에, 투입 후에는 배기가스 중의 수증기 분압이 일시적으로 상승한다. 특히, 생석회 등의 부재는 흡습하기 쉬워 수분이 많기 때문에 투입후의 수증기 발생량은 현저하게 높아진다. 따라서, 상대습도의 상승을 단락적으로 누수라고 판단하는 것은 오검지가 된다. 이에, 본 발명자들이 상대습도의 거동을 상세하게 조사한 결과, 누수에 의한 습도상승은 계속적이고, 다소의 변동은 있지만 한번 상승된 습도는 처리 종료까지 계속하여 높은 상태로 있다. 한편, 합금·냉재·부재 등의 정련 용기 내 첨가에 의한 습도상승은 단기적이어서, 투입후 일정시간이 경과하면 습도는 투입 전의 레벨로 저감되는 것이 밝혀졌다. 따라서, 이 습도 레벨의 거동의 차이를 이용하여, 냉각수 계통으로부터의 누수인지 아닌지를 판별하는 것이 가능하다.

또한 누수 이외의 배기가스 중 습도상승의 다른 요인으로서, 정련 용기 내에서 정련시의 열원을 목적으로, 탄화수소를 함유한 기체연료 또는 고체연료등을 연소시킬 경우가 있다. 예를 들면 조업중, LNG, LPG, 등유 등의 탄화수소계 연료를 용기 내에서 연소시키면, 배기가스 중에 다량의 수증기가 혼입된다. 그러나, 이것들은 공급 타이밍 및 공급량이 명확하게 되어 있어, 배기가스에의 수증기의 혼입량은 비교적 고정밀도로 추정 가능하다. 따라서 배기가스 중의 수증기 분압의 측정 결과로부터 이들의 영향을 분리하는 것은 충분히 가능하다.

구체적으로는, 누수라고 판단하려면, 습도 변화의 증감 및 그 습도 레벨의 사전 설정과, 그 때 용기 내에 첨가된 합금·냉재·부재 등의 성분이나 양으로부터 투입 후의 습도상승 계속시간을 사전에 구하여 마찬가지로 설정하고, 또한 탄화수소 함유 연료의 공급시간 및 공급량으로부터 추정되는 습도상승을 사전 설정하여 두고, 연속적인 습도 및 습도상승시의 시간의 측정치가 상기 설정 습도 레벨(패턴)과 시간 레벨을 넘었을 때, 누수라고 판단하여 자동적으로 경고 신호 또는 제어신호가 출력하도록 해 두면 된다.

다음으로 본 발명의 정련 장치에 있어서의 가스 환기장치 및 돌려보낸 물의 저수조의 수봉뚜껑에 대하여 설명한다.

진공정련 용기(1)에서 발생한 배기가스는 배기가스 냉각기(16)에서 냉각되고, 집진기(9)에서 먼지가 제거되어, 다단 이젝터식 진공배기장치에 유입된다. 다단진공배기장치는, No.1 이젝터에서 제l 흡인을 행하고, 후단의 No.1 콘덴서에서 증기를 응축하고, 또한 No.2 이젝터, No.2 콘덴서로 흡인·증기의 응축을 되풀이하고, 마지막에는 수봉식 진공펌프(11)에 의하여 흡인된 후, 세퍼레이터 탱크를 통하여 대기 방산된다.

이 때, No.1,2 콘덴서로부터의 콘덴서수, 수봉식 진공펌프로부터의 봉수, 세퍼레이터 탱크로부터의 냉각수는 배관(26)을 통하여 저수조인 핫 웰(27)에 집수된다. 핫 웰(27)의 냉각수는 수위계에 의하여 조내의 수위가 관리되고, 일정 수위 이상이 되면 반송 펌프(28)를 기동하여, 핫 웰(27)로부터 냉각탑(29)으로 반송 배관을 통하여 되돌려 보내진다. 냉각탑에서 냉각 처리된 냉각수는 송수 펌프(30)에 의하여 송수 배관을 통하여 콘덴서, 수봉 펌프 등에 송수된다. 상기한 바와 같이, 통상 송수 펌프는 핫 웰의 반송 펌프와는 전원 계통이 다르다.

핫 웰(27) 주위의 상세의 일례를 도 8에 모식적으로 나타낸다. 핫 웰(27)은 콘덴서수 및 수봉 펌프의 봉수 등을 저수하기 위한 콘크리트 구조로 되어 있고, 상부는 콘크리트(50) 이외에 철판(52)이 몇 군데 덮여 있다. 콘덴서수 및 수봉 펌프 봉수용 배관(26)으로부터 유입한 냉각수는 핫 웰 내 저수(53)로서 일시적으로 축적되어, 도 좌측의 저수 수위에 따라 송수 펌프를 기동시켜 송수배관(54)을 통하여 냉각탑(29)으로 보내진다.

종래 기술에서는, 전술한 바와 같이 핫 웰에 유입하는 콘덴서 수 및 수봉 펌프의 봉수는 CO 함유 가스 기포를 수반하고 있어, 핫 웰 내의 CO 농도는 상승한다. 또한 진공정련 처리 시간 중 이들의 냉각수의 유입 속도는 크게 변화되고, 그것에 의하여 핫 웰 내는 정압이 되거나, 마이너스압이 되거나 한다. 정압이 되면 전술한 상부의 콘크리트 및 철판의 이음매 등으로부터 CO 함유 가스가 누출되고, 부근은 CO 중독이 극에 달하여 위험한 상태가 된다.

이 때 배기용 덕트(55)를 설치하고, 배기 블로어(56)에 의하여 배기 출구 구멍으로부터 핫 웰 내를 배기하는 것이 실시되고 있다. 그러나, 배기만으로는 핫 웰 내가 마이너스압이 되고, 전술의 실부가 깨져 틈이 확대되어 공기를 흡인하게 된다. 통상은 문제가 없지만 배기 블로어가 고장이나 정전으로 정지하였을 경우, 핫 웰의 틈이 커진 실부에서 CO가 누출하여 위험한 상태가 될 우려가 있다.

이 때 본 발명자들은 핫 웰 상부에 연결된 배기 덕트로부터 흡인 수단을 써서 배기하는 동시에, 핫 웰 상부에 연결된 환기용 가스의 흡인 덕트로부터 환기용 가스를 되돌려 보내진 물의 저수조 내에 유입함으로써 핫 웰 내의 마이너스압을 줄일 수 있고, 콘크리트와 철판부의 실의 손상을 거의 없앨 수 있는 것을 알아내었다.

구체적으로는, 핫 웰 상부에 배기용 덕트(55)를 설치하고, 흡인 수단으로서 배기 블로어(56)에 의하여 배기 출구 구멍으로부터 핫 웰 내를 배기하는 동시에, 마찬가지로 핫 웰 상부에 환기용 가스용 덕트(55-1)를 설치하고, 환기용 가스 취입 구멍(57)으로부터 공기를 유입시켜, 적극적으로 핫 웰 내를 환기시킴으로써 달성된다. 이 때, 환기용 가스로서는, 비용면이나 안전면에서 공기를 쓰는 것이 바람직하다.

예를 들면 환기용 가스의 흐름(58)에 나타나 있는 바와 같은 환기류가 조내에서 발생하여, CO 함유 가스를 흡인하면서 핫 웰 내는 공기 분위기가 된다. 또한 핫 웰 내의 마이너스압은 덕트로부터의 유입 공기에 의하여 줄어들어, 후부의 콘크리트와 철판부의 실의 손상도 거의 없앨 수 있게 된다.

또한, 본 발명자들은 핫 웰 내의 내압을 진공정련 조업과 관련하여 상세하게 조사한 바, 전술한 바와 같이 핫 웰 내는 마이너스압 뿐만아니라, 정압이 되거나, 마이너스압이 되거나 한다. 예를 들면 진공조업 시작 전의 조작으로서, 도 4의 진공 밸브(23)를 닫고, 수봉식 진공펌프(11)를 이용하여 집진기(9)로부터 진공펌프(11)의 사이를 미리 진공에 해 두는(이하, 프리배큠이라 한다) 처리를 하고, 조업 시작과 동시에 진공 밸브(23)를 열어서 진공정련 용기측을 진공으로 하는 조업 방법이 있다. 이 때, 프리배큠측의 진공도가 급격하게 악화(예를 들면 1.33×10⁴Pa로부터 6.67×10⁴Pa)되므로, 콘덴서 수가 급격하게 핫 웰 내로 유입되고, 단시간이지만 핫 웰 내의 가스가 압축되어 크게 정압이 된다. 본 출원인이 조사한 바로는, 1.96×10³Pa 이상에 달하는 것이 많은 경우에서 관찰되었다. 따라서 배기 블로어로 흡인하고 있어도, 이 시점에서는 핫 웰 내를 마이너스압으로 유지할 수 없다. 그러나, 본 발명의 방법에서는, 실부의 손상이 적기 때문 가스의 누출량은 적고, 또 핫 웰 내를 적극적으로 공기로 치환하므로, 가령 핫 웰 내가 정압이 되어 소량의 가스가 누출되어도 함유하는 CO 가스는 건강상 전혀 문제가 없는 수준으로 할 수 있다.

도 9에 있어서, 수봉뚜껑(51)을 두 곳에 설치하고 있는 경우를 예시(측면도)하였다.

핫 웰의 상부에 설치된 수봉뚜껑(51)은 핫 웰 상부 철판(52) 위에 외통(59)과 내통(60)을 가지는 2중 관상의 원통용기와 이 내외통의 중간에 삽입할 수 있는 간막이 뚜껑(61)으로 구성되며, 필요에 따라 간막이 뚜껑의 질량을 올리기 위한 추(62)를 사용한다. 다만, 간막이 뚜껑의 질량만으로는 핫 웰 내의 가스 압에 견딜 수 없는 경우가 많으므로, 보통은 추를 병용하는 것이 바람직하다.

구체적으로는, 내통(59)은 외통(60)보다 낮아져 있어, 간막이 뚜껑(61)을 삽입한 상태에서, 수봉뚜껑용 봉수가 외통(60)의 외측으로부터 공급된다. 봉수는 간막이 뚜껑의 외통측으로부터 내통측으로 들어가고, 내통의 상단으로부터 오버플로우(overflow) 하여 내통의 내벽을 타고 웰내에 유입되도록 상시 급수된다.

통상의 진공정련 조업시에는 이 봉수에 의하여 핫 웰 내부의 가스는 외부로 누출되는 경우는 없고, 핫 웰 내 가스의 정압·마이너스압의 압력 변동으로도 봉수가 끊어지지 않도록 봉수 높이가 설계된다. 그러나, 전술한 바와 같은 어떠한 원인으로 핫 웰 내의 물이 오버플로우(overflow)하여 수봉뚜껑의 내부까지 차면, 수면의 상승에 의하여 간막이 뚜껑(61)을 들어 올릴 수 있고, 간막이 뚜껑과 내외통의 틈으로부터 외부로 물이 흘러넘치기 시작한다. 이에 따라 핫 웰 상부의 철판과 콘크리트의 접합부에 걸리는 힘은 크게 완화될 수 있고, 실부의 손상은 극히 경미한 것으로 억제하는 것이 가능하다.

핫 웰 내에 설치하는 수봉뚜껑의 크기나 수는, 공급되는 콘덴서 수 및 수봉진공펌프용 봉수 등의 합계 수량 등에 따라 적당하게 설정하면 된다. 예를 들면 상기 합계 수량 600t/h 정도의 경우, 오버플로우하는 수량을 수봉뚜껑으로 외부에 나가게 하기 위한 수봉뚜껑은 지름 500mm의 원통 형상을 한 것을 두 곳에 설치하는 것을 상식적인 실시예로서 들 수 있다.

다음으로 상기 간막이 뚜껑의 질량의 바람직한 설정 범위에 대하여 설명한다. 핫 웰 내의 압력은 전술한 바와 같이, 정압이 작용할 때에 내압과 외압의 차이는 1.96×10³Pa 이상에 도달하는 경우가 있다. 압력으로서는 작지만, 어느 정도 넓이의 면적에 이 압력이 걸리면 큰 힘이 된다. 전술한 수봉뚜껑을 써서 설명하면 지름 500mm의 원통형상이기 때문, 1.96×10³Pa의 압력 차이가 걸리면 간막이 뚜껑(61)에는 약40kg의 밀어 올리는 힘이 가해진다. 따라서 간막이 뚜껑의 자체 중량이 10kg인 경우, 추 30kg을 더하여 40kg초과가 되도록 조정할 필요가 있다. 따라서 수봉뚜껑의 뚜껑부분인 간막이 뚜껑(61)과 추(62)를 더한 질량은 일반화하면 아래의 (1)식을 만족할 필요가 있다.

(W1+W2)×9.8 > ΔP×S …(1)식

이 때, W1: 간막이 뚜껑의 질량(kg)

W2: 간막이 뚜껑에 실은 추의 질량(kg)

ΔP: 되돌아온 물의 저수조 내부에 정압이 작용할 때의 내부 압력과 외부 압력의 차이의 최대치(Pa)

S: 가동하는 간막이 뚜껑의 내면이 수평면에 투영되는 최대면적(m²)

도 9에 있어서, W1+W2은 가동하는 간막이 뚜껑(61) 및 추(62)의 합계 질량, P는 핫 웰 내의 최대 가스 압력, S는 간막이 뚜껑(61)의 수평 투영 면적을 나타낸다.

다음으로 상기 간막이 뚜껑의 바람직한 수봉 높이에 대하여 설명한다. 핫 웰 내의 가스 압력은 전술한 바와 같이, 정압이 작용할 때에 내압과 외압의 차이는 1.96×10³Pa 이상에 이르는 경우가 있다. 따라서 수봉이 끊어져서 외부에 가스가 누출하지 않도록, 어느 정도의 수봉 높이를 확보할 필요가 있다.

예를 들면 도 9에 있어서, 내부와 외부의 압력 차이가 1.96×10³Pa이라면, 간막이 뚜껑(61)의 측벽의 외측 수위는 내측 수위보다 약 200mm 높아진다. 따라서 간막이 뚜껑 측벽의 외측 외통(59)의 높이 H는 간막이 뚜껑의 내외를 잇는 봉수 유로 높이 Lmm을 고려하여, (200+L)mm초과가 필요하다.

따라서 수봉뚜껑의 수봉 높이는 일반화하면 아래의 (2)식을 만족할 필요가 있다.

(H-L) × 9.8 ×10³ > ΔP …(2)식

이 때, H: 수봉뚜껑의 간막이 뚜껑 측벽의 외측 외통 높이(m)

ΔP: 되돌아온 물의 저수조 내부에 정압이 작용할 때의 내부 압력과 외부 압력의 차이의 최대치(Pa)

L: 수봉뚜껑에 있어서의 내통 내지 외통 사이의 봉수 유로 높이(m)

도 1에 나타나 있는 바와 같은 용강량 60톤의 AOD로에 있어서, SUS304 스테인레스강(8질량% Ni-18질량% Cr)을 용제함에 있어서 본 발명을 적용하였다. 대기압 정련에 있어서는, 도 1b에 나타내는 태양으로 저취를 하는 동시에 필요에 따라 상취를 병용하고, 감압 정련에 있어서는 도 1a에 나타내는 태양으로 정련 용기 내를 압력을 감압한 후 저취를 하였다. 용제 개시시의 용강 중 [C]농도는 약1.6%이며, [C] 0.04%까지 탈탄정련을 실시하고, 그 후 용기 내 압력을 대기압까지 되돌리면서, 탈탄 중에 산화한 크롬을 환원하기 위한 환원제로서 Fe-Si 합금철을 첨가하고, Ar 가스만의 불어 넣기에 의하여 환원 처리를 하고, 레이들에 출강하였다.

(실시예1)

표 1에 나타내는 패턴을 채용하여 정련을 하였다. 제1스텝을 대기압 정련으로서 상저취를 행하고, 저취 가스는 산소 가스 단독으로 하였다. [C] 농도 0.5% 내지 0.15%를 제2스텝으로 하여 제2스텝 내에서 용기 내 압력을 350Torr(46kPa)와 250Torr(33kPa)의 2단계 압력으로 하여 저취 가스 취입량은 각각 0.9, 0.5Nm³/min으로 하고, 불어 넣기 가스는 산소 가스 단독으로 하였다. 제3스텝은 용기 내 압력을 100Torr(13kPa), 40Torr(5kPa)의 2단계 압력으로 하여 저취 가스 취입량은 0.5Nm³/min을 유지하고, [C] 농도 0.04%까지 탈탄정련을 하였다.

제1스텝에 있어서는, [C]농도 0.5%에 이를 때까지 산소 가스 단독 불어 넣기로 하고 있으므로, 탈탄산소 효율이 약간 저하하여 [Cr]의 산화가 증대하지만, 고가의 Ar 가스 사용량을 삭감할 수 있었다. 또한, 제1스텝의 [C]농도 0.7 내지 0.5%의 영역에 있어서, 저취 가스 O₂/Ar비를 1/0가 아니라 4/1로 하면, 고가의 Ar가스 사용량은 증대하지만, 당해 [C]영역에 있어서의 탈탄산소 효율을 개선하는 것이 가능하게 된다.

제2스텝에 있어서는, 저취 가스 취입량을 0.9 내지 0.5Nm³/min까지 올림으로써, 탈탄산소 효율을 유지하면서 용기 내 압력을 350(46kPa) 내지 250Torr(33kPa)로 상승시킬 수 있고, 결과적으로 더스트 발생량의 저하를 실현하는 동시에, 정련 시간의 단축을 실현할 수 있었다.

제3스텝에 있어서도, 용기 내 압력을 100Torr(13kPa), 40Torr(5kPa)의 조건으로 저취 가스 취입량 0.5Nm³/min을 유지함으로써, 고탈탄 산소 효율을 유지하고, 정련 시간의 단축에 기여할 수 있었다.

(비교예1)

표 2에 나타내는 패턴을 채용하여 정련을 실시하였다. [C]농도 1.6 내지 0.4%를 대기압 정련으로 하고 [C]농도 0.4% 이하를 감압 정련으로 하였다. 대기압 정련에 있어서의 정련 조건은 실시예1의 스텝1과 같다. 감압 정련에 있어서의 저취 가스 취입량을 종래의 보통 수준인 0.3Nm³/min으로 하였다. 저취 가스 취입량이 적으므로, 탈탄산소 효율의 저하를 방지하고, 또한 더스트 발생량의 증가를 방지하는 관점에서, 용기 내 압력은 최대한으로 하여도 150Torr(20kPa)로 하였다.

저취 가스 취입량이 본 발명예와 비교하여 압도적으로 적기 때문에, 정련 시간이 대폭 연장되고, 실시예1과 비교하여, 감압 정련 시간이 약 2.5배 걸리게 되며, 전체 정련 시간도 약 l.8배 요하게 되었다. 이 때문에, 연속주조에서 챠지(charge)를 연속하여 주입하는 연속 주조가 불가능하게 되었다.

(실시예2)

l회째의 감압 정련에 있어서 [C]농도 0.08%까지 탈탄이 진행된 시점에서 한번 대기압까지 복압하고, 다시 감압을 하여 목표 [C]농도까지 탈탄정련을 실시하였다. 감압 정련에 있어서의 저취 가스 불어 넣기 속도를 용강 톤당 0.5Nm³/min으로 하였다. 표 3에 본 발명의 실적을 나타낸다.

비교예에 있어서는, 목표 [C]농도에 도달할 때까지 연속하여 감압 정련을 실시하였다. 감압 정련에 있어서의 저취 가스 불어 넣기 속도는, [C]농도 0.15% 까지는 본 발명예과 마찬가지로 용강 톤당 0.5Nm³/min으로 하고 그보다 낮은 [C]농도영역에 있어서는 종래와 마찬가지로 용강 톤당 0.3Nm³/min으로 하였다. 표 4에 비교예의 실적을 나타낸다.

표 4에 나타내는 비교예에 있어서는, [C]농도 0.08%부터 0.01%까지 탈탄정련을 하는 데도 21분의 시간을 필요로 하였다. 한편, 표 3에 나타내는 본 발명에 있어서는, [C]농도 0.08%로부터 0.01%까지의 탈탄정련에 있어서, 복압 시간과 감압 시간을 합하여 8분으로 완료되고 있다. 즉 같은 [C]농도 목표 0.01%의 극저탄 함크롬 용강을 정련함에 있어서, 본 발명을 사용하면 종래와 비교하여 13분간이나 정련 시간을 단축할 수 있었다.

탈탄정련 시간을 단축할 수 있었던 결과, 불활성가스 원단위의 삭감, 정련 용기의 수명 연장에 의한 내화물 원단위의 삭감, 진공배기용 증기 이젝터에 사용하는 증기 원단위의 삭감, 장시간 정련에 의한 열 손실의 저감 등의 효과를 얻을 수 있었다. 또한 본 발명법에서는 극저탄 강도 통상의 [C]농도 강에 비하여, 용제 시간을 대폭 연장하지 않고 용제할 수 있으므로, 연속주조에서의 시퀀스 주조가 가능하게 되었다.

본 발명은 함크롬 용강의 감압 정련에 있어서, 중탄 영역, 특히 [C] 0.2 내지 0.5%의 영역에 있어서 용강의 강교반을 함으로써 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)의 압력으로 높은 탈탄산소 효율의 감압 정련을 가능하게 하였다. 그 결과, 더스트의 발생을 억제할 수 있고, 또한 저취 가스 취입량의 증대를 꾀할 수 있으므로 정련 시간의 단축을 꾀하는 것이 가능하게 되었다.

본 발명은 또한 상기 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)의 감압 조업을 행하는 [C]영역보다 더욱 높은 [C]영역에 있어서도, 정련 용기 내의 분위기로서 더욱 높은 압력을 선택함으로써, 대기압 조업이 아니라 감압 조업을 채용하는 것이 가능하게 되고, 고가의 불활성가스의 사용량을 삭감하는 동시에 생산성을 향상할 수 있었다.

본 발명은 AOD 감압 정련로에 있어서 극저탄 함크롬 용강의 탈탄정련을 실시함에 있어서, 감압 상태의 정련으로 탈탄이 어느 정도 진행된 상황에서 한번 용기 내의 압력을 상승시키고, 그 후 다시 감압하여 감압 상태에서의 정련을 재개하는 2단 감압 처리를 채용하고, 또한 저취 가스의 취입량을 종래와 비교하여 대폭 증대함으로써, 저탄역에서의 탈탄속도의 대폭적인 향상을 실현하여, 전체적으로 탈탄정련 시간을 대폭 단축할 수 있었다. 이 결과, [C]농도 0.01질량% 이하의 극저탄 함크롬 강을 저렴하고 용이하게 제조할 수 있게 되었다.

또한 본 발명은 용탕을 진공하에서 취산 탈탄정련할 경우, 진공정련로 내 또는 덕트 내의 진공도를 제어 가능하게 하는 진공배기장치 및 제어 방법을 확립하였다. 이것에 의하여 얻을 수 있는 설비·조업상의 효과는 아래와 같다.

첫째, 전체 진공처리 시간의 단축을 꾀할 수 있고, 생산성의 향상 및 진공정련로의 내화물 수명을 향상시킬 수 있었다.

둘째, 진공 취산정련 중의 지금·스플래쉬의 불어올려짐, 지금의 돌비 등을 효과적으로 방지할 수 있고, 합금 첨가 구멍의 폐색 방지·천개의 지금부착 방지·진공 배기 덕트의 폐색 방지 등을 도모할 수 있었다. 이에 따라 설비 정지시간이 대폭 단축되어, 유지 비용의 삭감·조업 생산성의 향상을 달성할 수 있었다.

또한 본 발명은 정련 과정에 있어서, 지금·스플래쉬의 불어올려짐에 의한 문제가 없고, 또한, 합금·부재 첨가 구멍에 있어서의 실을 충분히 할 수 있으므로, 원료·부원료의 원단위를 대폭 삭감하고, 또한, 조업 시간을 단축할 수 있고, 조업 코스트를 대폭 저감할 수 있다.

또한 본 발명은 배기가스의 습도를 측정·감시함으로써, 배기가스 유로 내의 소량의 누수가 검지 가능하게 되고, 빠른 시기에 누수가 검출됨과 동시에, 누수검지의 신뢰성도 비약적으로 향상하였다.

본 발명은 또한 핫 웰에 있어서의 과제, 즉 핫 웰로부터의 CO 함유 가스의 누출, 및 핫 웰 내의 냉각수의 오버플로우(overflow) 발생 시에 있어서의 설비 손상의 억제를 간편하게 해결하는 방법 및 장치를 제공하는 것이 가능하게 한다.

Claims (22)

1. 정련 용기 내에서 함크롬 용탕 중에 산소 가스를 포함하는 혼합 가스를 불어넣어 정련을 실시하는 정련 방법에 있어서, 용기 내를 400Torr(53kPa) 내지 대기압 범위의 압력으로 하여 상기 혼합 가스를 불어넣는 제1스텝과, 상기 용기 내를 250 내지 400Torr(33 내지 53kPa)으로 감압하여 상기 혼합 가스를 불어넣는 제2스텝과, 또한 상기 용기 내를 250Torr(33kPa) 이하로 감압하여 상기 혼합 가스를 불어넣는 제3스텝을 가지고, 용탕 중의 [C]농도 0.8 내지 0.3%에서 제l스텝으로부터 제2스텝으로 바꾸고, 용탕 중의 [C]농도 0.4 내지 0.1%에서 제2스텝으로부터 제3스텝으로 바꾸어 단계적으로 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
2. 제1항에 있어서,

   상기 제2스텝에 있어서의 혼합 가스 불어넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로서 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
3. 제1항 또는 제2항에 있어서,

   상기 제l스텝은 그 전체를 대기압 하에서 정련하는 방법, 그 전체를 감압 상태에서 정련하는 방법, 또는 당초 대기압 하에서 그 후 감압상태에서 정련하는 방법 중 어느 한 방법으로 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
4. 제1항에 있어서,

   상기 제1스텝의 대기압 하에서의 정련을 함에 있어서, 상기 혼합 가스 취입으로서, 상취와 저취를 병용하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법
5. 제1항, 제2항 또는 제4항 중 어느 한 항에 있어서,

   상기 제1스텝의 대기압 하에서의 정련을 함에 있어서, 상기 혼합 가스 취입이 산소만을 써서 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
6. 제1항에 있어서,

   상기 제3스텝에 있어서, 또한 용탕 중의 [C]농도 저하에 따라 용기 내의 압력을 감압하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
7. 제1항에 있어서,

   상기 제3스텝에 있어서, 상기 혼합 가스 취입을 불활성가스 만을 공급하는 방법, 용탕 중의 [C]농도 저하에 따라 상기 혼합 가스중의 산소 가스의 공급 비율을 서서히 저하시키는 방법, 또는 상기 혼합 가스중의 산소 가스 비율 저하후에 불활성가스만을 공급하는 방법 중 어느 한 수단으로 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
8. 제1항에 있어서,

   상기 정련 용기 내를 진공처리 개시후, 불활성가스나 질소, 또는 이들의 혼합 가스를 불어 넣고, 배기가스중의 산소농도를 7vol% 이하로 한 후에, 상기 혼합 가스를 상기 진공정련 용기 내에 불어넣어 정련을 개시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
9. 제1항에 있어서,

   상기 제3스텝에 있어서, 용탕 중의 [C]농도를 0.08% 이하로 한 후, 용기 내 압력을 400Torr(53kPa) 이상으로 복압하고, 그 후 혼합 가스를 저취로 하여, 그 혼합 가스 불어넣기 속도를 용탕 톤당 0.4Nm³/min 이상으로 하여 진공정련을 함으로써 극저탄으로 하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
10. 제9항에 있어서,

    상기 제3스텝 후에 용기 내 압력을 400Torr(53kPa) 이상으로 복압하고, 그 후 혼합 가스를 저취하고, 불어넣는 혼합 가스 중의 산소 가스의 비율을 30% 이하로 하고 용기 내 압력을 100Torr(13kPa) 이하로 감압하여 정련을 실시하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 방법.
11. 함크롬 용탕의 정련 장치에 있어서, 진공정련 용기, 진공정련 용기 상부에 설치한 합금·부재 첨가장치, 배기가스 냉각기, 진공밸브, 1단 또는 복수단의 이젝터식 진공배기장치, 수봉식 진공펌프를 순차적으로 배열하고, 또한 상기 수봉식 진공펌프로부터 배기된 배기가스의 일부를 상기 수봉식 진공펌프의 상류측으로 되돌려보내는 진공도 제어용 압력조정 밸브를 가지는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
12. 제11항에 있어서,

    상기 수봉식 진공펌프로부터 배기된 배기가스의 일부를 상기 진공도 제어용 압력조정 밸브의 밸브 개도를 조정하여, 배기가스의 일부를 상기 수봉식 진공펌프의 배기가스 유로 상류측으로 돌려보내어 상기 진공정련 용기 내의 진공도를 제어하는 수단을 설치한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
13. 제11항에 있어서,

    상기 1단 또는 복수단의 이젝터식 진공배기장치 및 상기 수봉식 진공펌프의 배기측과 상기 배기가스 냉각기가 있는 상기 진공정련 용기측과의 사이에 진공밸브 를 배치하고, 진공정련의 처리 개시 전에 상기 진공 밸브를 닫힘 상태로 하여 미리 상기 이젝터식 진공배기장치 및 상기 수봉식 진공펌프를 진공으로 하고 진공정련의 처리 개시과 동시에 상기 진공밸브를 열림상태로 하여 진공정련 용기의 진공도를 높이는 수단을 설치한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
14. 제11항에 있어서,

    진공정련 용기 내에서 진공하에서 정련 중에 합금·부재 첨가 시에, 미리 상기 진공도 제어용 압력조정 밸브의 밸브 개도를 조정하여 배기가스 유량의 10% 이하를 상기 수봉식 진공펌프의 상류측으로 돌려보내어, 즉시 상기 진공정련 용기 내의 진공도를 조정하는 수단을 설치한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
15. 제11항에 있어서,

    상기 합금·부재 첨가 장치의 하부의 첨가 구멍을 실하는 실 밸브를 가지는 실 장치를 설치하고, 또한 상기 실 밸브 하부에, 유사 랜스를 상기 실 장치와 일체로 설치 또는 상기 실 장치와 연동하여 승강시킬 수 있도록 설치하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
16. 제15항에 있어서,

    상기 합금·부재 첨가 장치의 하부의 첨가 구멍의 내벽과 상기 유사 랜스의 틈에 실 가스를 불어넣는 실 구멍을 설치한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
17. 제11항에 있어서,

    상기 합금·부재 첨가 장치의 하부에, 냉각 기능을 가지는 중간 뚜껑을 설치 한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
18. 제11항에 있어서,

    상기 배기가스 냉각기의 후단에, 배기가스 중의 수증기 온도 혹은 수증기 분압의 적어도 하나를 측정함으로써 누수를 검지 가능한 누수 검지 장치를 정련 장치계 내에 설치 한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
19. 제11항에 있어서,

    상기 1단 또는 복수단의 이젝터식 진공배기장치 및 상기 수봉식 진공펌프의 후단에 이들과 연결하여, 가스 환기장치에 부대된 돌려보낸 물의 저수조를 배치한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
20. 제19항에 있어서,

    상기 돌려보낸 물의 저수조의 상부에, 고정되지 않고 설치된 간막이 뚜껑을 가지는 수봉 뚜껑을 설치한 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.
21. 제20항에 있어서,

    상기 수봉 뚜껑의 질량이 아래의 (1)식을 만족하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.

    (W1+W2)×9.8 > ΔP×S…(1)

    이 때, W1:간막이 뚜껑의 질량(kg)

    W2:간막이 뚜껑에 실은 추의 질량(kg)

    ΔP: 되돌아온 물의 저수조 내부에 정압이 작용할 때의 내부 압력과 외부 압력의 차이의 최대치(Pa)

    S: 가동하는 간막이 뚜껑의 내면이 수평면에 투영되는 최대면적(m²)
22. 제20항 또는 제21항에 있어서,

    상기 수봉 뚜껑의 수봉 높이가 아래의 (2)식을 만족하는 것을 특징으로 하는 함크롬 용탕의 정련 장치.

    (H-L) × 9.8 ×10³ > ΔP ···(2)

    이 때, H: 수봉뚜껑의 간막이 뚜껑 측벽의 외측 외통 높이(m)

    ΔP: 되돌아온 물의 저수조 내부에 정압이 작용할 때의 내부 압력과 외부 압력의 차이의 최대치(Pa)

    L: 수봉뚜껑에 있어서의 내통-외통 간의 봉수 유로 높이(m)

Images