JP2005281750A - 溶鋼の成分濃度の推定方法及び極低炭素鋼の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 真空脱ガス装置を用いた真空精錬炉を用いて真空脱ガス処理を行う際に、溶鋼の炭素濃度等の成分濃度を高精度で推定する。
【解決手段】
真空槽１の下部に設けられた浸漬管２を取鍋３に収容された溶鋼４に浸漬しながら溶鋼４の脱炭処理を行う際に、真空槽１の内部に、天蓋１ａの中心に昇降自在に装着されたランス７から混合用の不活性ガスを単独で吹き込み、真空槽７の内部で、溶鋼４から離脱した排ガスに含まれる脱ガス成分を独立して吹き込まれた混合用の不活性ガスによって希釈混合することによって、溶鋼４の炭素濃度を推定する。
【選択図】 図３

Description

本発明は、溶鋼の成分濃度の推定方法及び極低炭素鋼の製造方法に関する。具体的には、本発明は、溶鋼の真空脱ガス装置を用いて溶鋼を製造する際に、真空脱ガス処理を行われている溶鋼の成分濃度を高精度で推定する方法と、この方法を利用して極低炭素鋼を低コストで製造する方法とに関する。

真空脱ガス装置を備える真空精錬炉を用いて脱ガス処理を行う場合（以下の説明では、この脱ガス処理が脱炭である場合を例にとる）、規格成分である炭素濃度の上限値及び下限値を外れないように成分調整を行うことは、製品の品質保証上、極めて重要である。また、炭素濃度の上限値よりもやや低い炭素濃度に達した時点で直ちに真空脱ガス処理を終了することができれば、脱ガス処理時間の短縮につながり、処理コストの抑制及び生産性の向上の両面で極めて有効である。

このためには、当然のことながら、真空脱ガス処理中における溶鋼の炭素濃度を高精度で推定することが求められる。これまでにも、以下に列記するように、真空脱ガス処理中における溶鋼の炭素濃度を推定する方法が知られている。

特許文献１には、真空脱ガス処理前あるいはこの処理の途中で溶鋼をサンプリングし、このサンプルの炭素濃度の分析値を基準として用い、サンプル採取時点から現在までの炭素濃度の推移を、フィッティングで定める脱炭速度定数を用いた演算により推定する発明が開示されている。

また、特許文献２には、真空脱ガス処理前あるいはこの処理の途中での溶鋼サンプルの炭素濃度の分析値を用いることなく、排ガス情報に基づいて現在の炭素濃度を推定する発明が開示されている。
特開平６−２５６８４０号公報 特開平９−２０２９１３公報

特許文献１、２により開示された発明には、以下に説明するような課題があり、真空脱ガス処理中における溶鋼の炭素濃度を高精度で推定することはできない。
特許文献１により開示された発明では、脱炭速度定数をフィッティングで求めるため、現に処理しているヒート固有の条件がフィッティングのばらつきを逸脱した場合にこれを検出して修正することができない。このため、この発明では、炭素濃度の推定に誤差が生じる可能性が高い。

特許文献２により開示された発明は、時々刻々測定される排ガス情報に基づいて溶鋼の炭素濃度を推定するため、特許文献１により開示された発明よりは高精度で炭素濃度を推定できる可能性がある。しかし、特許文献２の図１にも開示されるように、真空槽の内部で脱炭により発生するＣＯ、ＣＯ₂ガスを希釈可能なガスは、真空槽の下部に装着された上昇管側に偏在する環流ガスのみである。このため、希釈された排ガスの組成は、溶鋼の炭素濃度との間に十分な相関性を有するものとはいい難い。したがって、特許文献２により開示された発明によっても、十分な推定精度を得ることはできず、炭素濃度の推定に誤差が生じる可能性がある。

本発明は、このような従来の技術が有する課題に鑑みてなされたものであり、真空脱ガス装置を用いた真空精錬炉を用いて真空脱ガス処理を行う際に、溶鋼の炭素濃度等の成分濃度を高精度で推定する方法と、この方法を用いて極低炭素鋼を製造する方法とを提供することを目的とする。

本発明は、真空槽の下部に設けられた浸漬管を取鍋に収容された溶鋼に浸漬しながら溶鋼の脱ガス処理を行う際に、真空槽の内部に混合用の不活性ガスを単独で吹き込み、真空槽の内部で、溶鋼から離脱した排ガスに含まれる脱ガス成分を独立して吹き込まれた混合用の不活性ガスによって希釈混合することによって、溶鋼に含まれる成分の濃度を推定することを特徴とする溶鋼の成分濃度の推定方法である。

本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法では、混合用の不活性ガスが、真空槽の天蓋又は側面に配置されたランスから吹き込まれることが望ましい。
これらの本発明にかかる溶鋼の成分濃度の推定方法では、溶鋼に含まれる成分の濃度が、混合用の不活性ガスによって希釈混合された脱ガス成分の分析値を用いて、推定されることが望ましい。

これらの本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法では、脱ガス成分がＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスであるとともに溶鋼に含まれる成分が炭素であることが、例示される。
これらの本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法では、溶鋼に含まれる炭素の濃度が、（ａ）希釈混合されたＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの濃度から各時刻における脱炭速度を求め、求めた各時刻における脱炭速度を用いて濃度に換算した脱炭積算量を算出し、真空脱ガス処理前又は該処理中における炭素濃度の分析値から脱炭積算量を減ずること、又は（ｂ）希釈混合されたＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの濃度から各時刻における脱炭速度を求め、求めた各時刻における脱炭速度にバランスする脱炭速度定数及び炭素濃度の組合せを求めることによって、推定されることが望ましい。

これらの本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法では、溶鋼には、真空槽の内部へ独立して吹き込まれる混合用の不活性ガスとともに、攪拌用の不活性ガス又は環流用の不活性ガスが吹き込まれる。

また、これらの本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法では、浸漬管の設置数が１本又は２本である。
別の観点からは、本発明は、上述した本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法を用いて推定された溶鋼の炭素濃度を用いて極低炭素鋼を製造することを特徴とする極低炭素鋼の製造方法である。

本発明によれば、真空脱ガス処理装置を用いて真空脱ガス処理を行う際に、真空槽の内部に混合用の不活性ガスを独立して吹き込み、真空槽の内部で、溶鋼から離脱した排ガスに含まれる脱ガス成分を独立して吹き込まれた混合用の不活性ガスによって希釈混合するため、排ガスの分析値の代表性が向上し、これにより、溶鋼の炭素濃度等の成分濃度を高精度で推定することが可能となる。このため、本発明によれば、真空脱ガス処理時間の短縮によるコストの削減が可能となる。

以下、本発明に係る溶鋼の成分濃度の推定方法及び極低炭素鋼の製造方法を実施するための最良の形態を、添付図面を参照しながら詳細に説明する。なお、以降の説明では、脱ガスが脱炭であり、脱ガス成分がＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスであるとともに真空脱ガス装置がＲＨ真空脱ガス装置である場合を例にとる。
本実施の形態では、高炉から運搬された溶銑を転炉にて脱炭処理した溶鋼の真空処理を対象とする。この溶銑は、周知慣用の様々な溶銑予備処理を行われて転炉に注銑され、転炉により脱炭吹錬された後に取鍋へ出鋼される。取鍋へ出鋼された溶鋼は、二次精錬設備に運搬され、ＲＨ真空脱ガス装置により脱炭処理を施される。

このＲＨ真空脱炭処理では、真空槽の下部に二本設けられた浸漬管である上昇管及び下降管を取鍋に収容された溶鋼に浸漬し、真空槽内を排気するとともに上昇管の内面から環流用の不活性ガスを導入して、取鍋に収容された溶鋼を真空槽の内部へリフトアップする。リフトアップされた溶鋼は、真空槽の内部で脱炭反応により炭素濃度を低減され、下降管を介して取鍋へ戻る循環流を形成する。このようにして溶鋼の脱炭処理が行われる。

このＲＨ真空脱ガス装置では、環流用の不活性ガスの流量、真空槽の内部の圧力、発生する排ガス中のＣＯガス、ＣＯ₂ガスの濃度等は、慣用される測定器を用いることにより連続的又は間欠的に測定かつ記録することができる。なお、排ガス中の分析成分は、ＣＯガス、ＣＯ₂ガスのみに限るものではなく、これ以外の成分も分析値として利用してもよい。

また、この脱炭処理の際に、本実施の形態では、真空槽の天蓋（側面でもよい）に混合用の不活性ガスをこの真空槽の内部に単独で（独立して）吹き込むためのランスを昇降自在に配置しておき、このランスから混合用の不活性ガスを溶鋼に単独で上吹きして吹き付けることにより溶鋼から離脱した排ガスに含まれるＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスを真空槽の内部で希釈混合する。なお、溶鋼には、当然のことながら、この不活性ガスとは異なる攪拌用の不活性ガス又は環流用の不活性ガスが吹き込まれている。

そして、本実施の形態では、希釈混合されたＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの分析値を用いて溶鋼に含まれる炭素濃度を推定する。以下に、溶鋼の炭素濃度の推定手順Ａ〜Ｃを例示する。

（手順Ａ）
希釈混合されたＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの濃度から各時刻における脱炭速度を求め、求めた各時刻における脱炭速度を用いて濃度に換算した脱炭積算量を算出し、真空脱ガス処理前又はこの処理中における炭素濃度の分析値から脱炭積算量を減ずる。具体的には、
（ｉ）真空脱ガス処理中の時刻ｔｉにおける排ガスの分析を行って排ガス中のＣＯ分率ＣＯ，ｉ、ＣＯ₂分率ＣＯ₂，ｉを測定する。

（ｉｉ）時刻ｔｉにおける排ガス流量を、排ガス流量計を用いて測定すること、排ガス中に流量が既知のトレーサーガスが含有されるように導入しトレーサーガス濃度と既知のトレーサーガス流量とから算出すること、あるいは、排ガスに含有されるインプットガス量を経験的に定めることにより、求める。このようにして求めた時刻ｔｉにおける排ガス流量は適当な方法によって標準状態に換算した体積流量Ｑｅｘ，ｉ（Ｎｍ^３／ｓ）に換算する。

（ｉｉｉ）上述した（ｉ）項により求めた排ガス中のＣＯ分率ＣＯ，ｉ及びＣＯ₂分率ＣＯ₂，ｉの和と、（ｉｉ）項により求めた排ガス流量Ｑｅｘ，ｉの積（ＣＯ，ｉ＋ＣＯ₂，ｉ）・Ｑｅｘ，ｉを求める。

（ｉｖ）時刻ｔｉにおける単位時間当りの脱炭速度ｄＣｄｔ，ｉ（ｋｇ／ｓ）を比例定数Ａを用いて下記（１）式より求める。
ｄＣｄｔ，ｉ＝Ａ・（１２／２２．４）・（ＣＯ，ｉ＋ＣＯ₂，ｉ）・Ｑｅｘ，ｉ
・・・（１）
なお、この（１）式では、（１２／２２．４）により単位換算を行っているため、通常の使用では比例定数Ａは１．０でよいが、排ガス温度計や排ガス流量計の測定値の誤差が生じる場合には比例定数Ａを微調整してもよい。

（ｖ）真空脱ガス処理前又はこの処理中に得た溶鋼の炭素濃度Ｃo（％）に対して、濃度Ｃoとなった時刻から時刻ｔｉまでのｄＣｄｔ，ｉを積算して、濃度に換算した脱炭積算量を算出する。そして、例えば（２）式に示すように、真空脱ガス処理前又はこの処理中における炭素濃度の分析値から脱炭積算量を減ずることによって、現在の炭素濃度Ｃｉ（％）を算出する。

Ｃ，ｉ＝Ｃo−ΣｄＣｄｔ，ｉ×ｄｔ，ｉ×１００／Ｗ ・・・（２）
なお、（２）式におけるｄｔ，ｉは時刻ｔｉでの演算時間刻みを示し、Ｗは溶鋼量（ｋｇ）を示す。また、排ガス情報にタイムラグがある場合は、その分を補正して計算してもよい。

そして、この手順Ａに関して、本発明の効果を確認するために、単純に上昇管から環流用の不活性ガス（Ａｒガス）のみを吹き込む従来法（（ａ）法）、この（ａ）法に加えて真空槽の下部の側面羽口より不活性ガスを吹き込んで排ガスを希釈混合する本発明法（（ｂ）法）、又は、真空槽の上部に位置する天蓋に昇降自在にランスを設け、ランス先端のガス噴出孔から真空槽の略中央部へ向けて混合用の不活性ガスを吹き込んで排ガスを希釈混合する本発明法（（ｃ）法）の三法について、ＲＨ脱炭処理中におよそ溶鋼の炭素濃度が２０ｐｐｍ（０．００２％）となった時期に鋼中のサンプルを採取し分析して得た炭素濃度と、（ａ）〜（ｃ）法により算出した推定炭素濃度との差である推定誤差（ｐｐｍ）を求め、推定誤差の標準偏差σを求めた。

なお、図１は（ａ）法を実施する状況を示す説明図であり、図２は（ｂ）法を実施する状況を示す説明図であり、さらに図３は（ｃ）法を実施する状況を示す説明図である。
図１〜図３に示すように、真空槽１の下部に設けられた浸漬管２を取鍋３に収容された溶鋼４に浸漬しながら溶鋼４の脱ガス処理を行う。浸漬管２のうちの一方の上昇管２ａの側壁から環流用の不活性ガス（Ａｒガス）が吹き込まれ、これにより、溶鋼４は取鍋３から真空槽１の内部へリフトアップされ、真空槽１の内部で脱ガスされる。脱ガスされた溶鋼４は、浸漬管２のうちの他方の下降管２ｂから取鍋３へ戻る循環流を形成する。なお、真空槽１の上部側壁には真空排気系５が接続されており、ここに設けられた排ガス分析系６により排ガス成分の分析が行われている。

また、図２では、真空槽１の側壁に不活性ガスを吹き込むための吹き込み装置（図示しない）が装着されており、真空槽１の内部へ不活性ガスを独立して吹き込むことができるように構成されている。

さらに、図３では、真空槽１の天蓋１ａの中心に、下方へ向けて混合用の不活性ガスを単独で吹き込むためのランス７を昇降自在に配置しておき、このランス７から真空槽１の内部に混合用の不活性ガスを単独で吹き込み、これにより、真空槽１の内部で、溶鋼４から離脱した排ガスに含まれる脱ガス成分を独立して吹き込まれた混合用の不活性ガスによって希釈混合する。

その結果、（ａ）法では、推定誤差の標準偏差σは５．５ｐｐｍと非常に大きく炭素濃度の十分な推定精度が得られなかった。このように標準偏差σが大きくなった原因は、（ａ）法によると真空槽１内へ溶鋼４とともに吹き込まれた環流用の不活性ガスが真空槽１内で偏在するために排ガス中のＣＯガス、ＣＯ₂ガスの濃度の代表性に問題が生じる。

また、本実施の形態の方法である（ｂ）法によると、推定誤差の標準偏差σは４．２ｐｐｍと（ａ）法よりは改善された。これは、真空槽１の側面羽口から不活性ガスを導入することによる混合性の改善効果に起因すると考えられる。

これに対し、本実施の望ましい形態の方法である（ｃ）法によると、推定誤差の標準偏差は２．５ｐｐｍまで顕著に低減された。これは、真空槽１の内部中央部に昇降自在に配置した、不活性ガスを単独で（独立して）吹き込むためのランス７から混合用の不活性ガスを溶鋼４に単独で上吹きして吹き付けることにより、排ガス中のＣＯガス、ＣＯ₂ガスの濃度の代表性が著しく改善されるためである。このようにして、手順Ａについて、（ｃ）法の優位性を確認できた。

（手順Ｂ）
手順Ｂとして、上述した手順Ａのように真空脱ガス処理を行う前の炭素濃度の分析値を用いるのではなく、概ね炭素濃度を８０〜１００ｐｐｍ程度のタイミングでサンプル採取を行い、この分析値をＣoとして手順Ａと同様にして炭素濃度を推定した。

その結果、推定誤差の標準偏差σは、上述した（ａ）法では５．１ｐｐｍであり、本発明法である（ｂ）法で３.９ｐｐｍであるのに対し、本発明法の望ましい方法である（ｃ）法では２.３ｐｐｍとなり、手順Ｂについても（ｃ）法の優位性を確認できた。

（手順Ｃ）
希釈混合されたＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの濃度から各時刻における脱炭速度を求め、求めた各時刻における脱炭速度にバランスする脱炭速度定数及び炭素濃度の組合せを求めること
（ｉ）真空脱ガス処理中の時刻ｔｉにおける排ガスの分析を行って排ガス中のＣＯ分率ＣＯ，ｉ、ＣＯ₂分率ＣＯ₂，ｉを測定する。

（ｉｉ）時刻ｔｉにおける排ガス流量を、排ガス流量計６を用いて測定すること、排ガス中に流量が既知のトレーサーガスが含有されるように導入しトレーサーガス濃度と既知のトレーサーガス流量とから算出すること、あるいは、排ガスに含有されるインプットガス量を経験的に定めることにより、求める。このようにして求めた
時刻ｔｉにおける排ガス流量は適当な方法によって標準状態に換算した体積流量Ｑｅｘ，ｉ（Ｎｍ^３／ｓ）に換算する。

（ｉｉｉ）上述した（ｉ）項により求めた排ガス中のＣＯ分率ＣＯ，ｉ及びＣＯ₂分率ＣＯ₂，ｉの和と、（ｉｉ）項により求めた排ガス流量Ｑｅｘ，ｉの積（ＣＯ，ｉ＋ＣＯ₂，ｉ）・Ｑｅｘを求める。

（ｉｖ）時刻ｔｉにおける単位時間当りの脱炭速度ｄＣｄｔ，ｉ（ｋｇ／ｓ）を比例定数Ａを用いて下記（３）式より求める。
ｄＣｄｔ，ｉ＝Ａ・（ＣＯ，ｉ＋ＣＯ₂，ｉ）・Ｑｅｘ
・・・（３）
（ｖ）脱ガス処理中の炭素濃度をＣ（％）とし、平衡炭素濃度をＣｅ（％）とすると、脱炭速度は一般的な（４）式で表される。時刻ｔｉにおける単位時間当りの脱炭速度ｄＣｄｔｉ（ｋｇ／ｓ）は（−ｄＣ／ｄｔ），ｉであるから時刻ｔｉでの脱炭速度定数Ｋｉを用いて（６）式で表される。真空脱ガス処理前又はこの処理中に得た溶鋼４中の炭素濃度Ｃo（％）に対して、この炭素濃度となった時刻から時刻ｔｉまでのｄＣｄｔｉ，ｉを積算し、現在の炭素濃度Ｃｉ（％）を、例えば（４）〜（６）式を用いて算出する。

ｄＣ／ｄｔ＝−Ｋ×（Ｃ−Ｃｅ） ・・・・・（４）
Ｃｅ＝Ｋｅｑ／（Ｐ×Ｏ） ・・・・・（５）
ｄＣｄｔ，ｉ＝Ｋｉ×（Ｃ，ｉ−Ｃｅ，ｉ／１００）×Ｗ ・・・（６）
（４）〜（６）式において、Ｋｅｑは平衡定数を示し、Ｐは真空槽１の内部の圧力を示し、Ｏは鋼中のＯ濃度を示す。なお、計算を簡単にするために、必要に応じてＣｅ＝０としてもよい。

（ｖｉ）（３）式及び（６）式は、いずれも、単位時間当りの脱炭速度であり、両者は一致するから（７）式又は（８）式が得られる。（８）式の右辺は、溶鋼重量及び排ガス情報のみにより構成されているから測定により既値である。そのため、これらをそれぞれγ、ｉとおくと、γ、ｉと一致するＫ、ｉとＣ、ｉの組合せを求めることにより、溶鋼４中のＣ濃度Ｃ、ｉを算出できる。例えば、Ｋ、ｉを適当な手段で見積もることにより、（９）式によりＣ、ｉを算出することができる。

Ａ×（ＣＯ，ｉ＋ＣＯ₂，ｉ）・Ｑｅｘ,i＝Ｋ，ｉ×（Ｃ，ｉ／１００）×Ｗ
・・・・・（７）
Ｋ，ｉ×(Ｃ,ｉ−Ｃｅ,ｉ)＝Ａ×（１００／Ｗ）×（ＣＯ,ｉ＋ＣＯ₂,ｉ）・
Ｑｅｘ,ｉ＝γ,ｉ ・・・・・（８）
Ｃ,i=Ce,i＋γ,i／K,i ・・・・・・（９）
（ｖｉｉ）Ｋ、ｉとＣ、ｉの組合せの求め方は、一様ではなく、様々な方法を採用することができる。例えば、操業条件を代入するための関数形を設定し、いわゆる経験式を用いてＫ、ｉを推定すればＣｉを算出することができる。また、関数形で用いる係数を経験的に、例えば統計的処理によって求めてもよい。

例えば、脱ガス装置としてＲＨ脱ガス処理装置を用いた場合の一例を以下に示す。ＲＨ脱ガス処理装置における脱炭速度定数Ｋは、溶鋼４の環流速度Ｑと真空槽１の内部の脱Ｃ反応の容量係数ａｋを用いて（１０）式で表現することができる。

Ｋ＝（Ｑ／Ｗ）×ａｋ／（Ｑ＋ａｋ） ・・・・・（１０）
なお、環流速度Ｑは真空度、浸漬管径、環流ガス流量等の関数として実験式が一般的に公知であり、当業者であればそれらの実験式の一つを用いて時刻ｔｉにおける環流ガス流量Ｑｉを計算することができる。

（１０）式を（９）式に代入し整理すると、Ｃ、ｉを計算する（１１）式が得られ、時刻ｔｉにおけるＱ、ｉやａｋ，ｉを適当な方法で定めればＣ、ｉを算出することができる。

Ｃ、ｉ＝Ｃｅ、ｉ＋γ、ｉ×(Q,i+ak,i)／{(Q,i/W)×ak,i}・・・・・（１１）
例えば、ａｋ，ｉは以下の実験式を用いて計算することができる。
ａｋ，ｉ＝α・［Ｃ］，ｉ^β・［Ｏ］，ｉ^γ・Ｐ，ｉ^δ・Ｑａｒ，ｉ^ε
・・・・・（１２）
ただし、α、β、γ、δ、εは定数であり、［Ｃ］，ｉ、［Ｏ］，ｉは時刻ｔｉでの溶鋼中炭素濃度、酸素濃度であり、Ｐは真空雰囲気圧力を示す。

ここで、定数は予め実測値を用いて統計的処理等により定めておくことができる。（１１）式と（１２）式とを連立し、測定値として［Ｏ］，ｉ、Ｐｉ、Ｑａｒ，ｉを代入すると、時刻ｔｉにおける［Ｃ］，ｉが計算可能となる。実験式（１２）としてべき乗形式の例を示したが、実測値を表現することが可能であれば、実験式の表現形式は何ら限定を要さない。

本実施の形態では、このようにして、溶鋼４に含まれるＣの濃度を推定する。この際、上述した（ｃ）法に示す本発明法によれば、手順Ａ〜Ｃのいずれの推定手順によっても、推定誤差が顕著に低減されるという著しい作用効果を奏する。

そして、本実施の形態では、このようにして推定された溶鋼４のＣ濃度を用いて極低炭素鋼を製造すれば、真空脱ガス処理中の炭素濃度を高精度で推定することができるため、炭素濃度の上限値よりもやや低い炭素濃度に達した時点で直ちに真空脱ガス処理を終了することができる。このため、脱ガス処理時間の大幅な短縮を図ることができ、処理コストの抑制及び生産性の向上をともに図ることができる。

そして、所定の脱炭処理を施されて製造された溶鋼４は、その後、適宜合金添加等によりさらに成分調整を行われた後、例えば連続鋳造される。
なお、これまでの説明では、浸漬管の本数が２本のＲＨ脱ガス処理装置に本発明を適用した場合について説明したが、本発明は浸漬管の本数が１本のＤＨ脱ガス処理装置に対しても適用可能であることから、この点についても説明する。

図４は、ＤＨ脱ガス処理装置に対して本発明を適用した状況を模式的に示す説明図である。
真空槽１の下部に設けられた浸漬管２を取鍋３に収容された溶鋼４に浸漬しながら溶鋼４の脱ガス処理を行う。取鍋３の底部羽口３ａから環流用の不活性ガス（Ａｒガス）が吹き込まれ、これにより、溶鋼４は取鍋３から真空槽１の内部へリフトアップされ、真空槽１の内部で脱ガスされる。脱ガスされた溶鋼４は、浸漬管２から取鍋３へ戻る循環流を形成する。

また、図４では、真空槽１の天蓋１ａの中心に、下方へ向けて混合用の不活性ガスを単独で吹き込むためのランス７を昇降自在に配置しておき、このランス７から真空槽１の内部に混合用の不活性ガスを単独で吹き込み、これにより、真空槽１の内部で、溶鋼４から離脱した排ガスに含まれる脱ガス成分を独立して吹き込まれた混合用の不活性ガスによって希釈混合する。

このように、浸漬管の本数が１本であるＤＨ脱ガス処理装置では、明確な溶鋼４の環流速度Ｑを定め難い。このため、事前に脱炭速度定数を、攪拌用の不活性ガス流量Ｑａｒ、真空槽１の内部の圧力Ｐ、及びその他適当な変数の関数として（１３）式のように定量化しておく。これにより、（１４）式に示すようにして時刻ｔｉの炭素濃度Ｃ、ｉを推定することができる。

Ｋ＝ｆ（Ｑａｒ、Ｐ、ｖａｒ１、ｖａｒ２、ｖａｒ３、・・・）
・・・・・（１３）
Ｃ、ｉ＝Ｃｅ、ｉ＋γ、ｉ／Ｋ，ｉ ・・・・・（１４）
そして、上述した（ａ）〜（ｃ）法により、溶鋼４の炭素濃度を推定した。その結果、（ａ）法での推定誤差の標準偏差σは５．２ｐｐｍと非常に大きく十分な炭素濃度の推定ができなかった。このように標準偏差σが大きくなった原因は、排ガス中のＣＯガス、ＣＯ₂ガスの濃度の代表性に問題があるためと考えられる。単純に取鍋底部から環流用の不活性ガスのみを真空槽１の内部に吹き込むために環流用の不活性ガスが偏在することから、代表性の問題が発生する。

また、（ｂ）法では、推定誤差の標準偏差σは４．０ｐｐｍと（ａ）法に比較すると改善された。これは、真空槽１の側面羽口から不活性ガスを真空槽１内へ吹き込むことによる混合性の改善効果に起因するものであると考えられる。

これに対し、（ｃ）法では、推定誤差の標準偏差が２．４ｐｐｍに顕著に改善された。これは、真空槽１の内部中央部に昇降自在に配置した、混合用の不活性ガスを単独で（独立して）吹き込むためのランス７から不活性ガスを溶鋼４に上吹きして吹き付けることにより、排ガス中のＣＯガス、ＣＯ₂ガス濃度の代表性が著しく改善されるためであると考えられる。

なお、真空槽１の内部へ単独で吹き込む混合用の不活性ガスの望ましい流量は、環流用の不活性ガスの流量の０．５倍以上である。これ未満では混合効果が小さく、排ガスの成分の代表性の改善効果が小さいからであり、さらに望ましくは１．０倍以上である。このような観点からは、混合用の不活性ガスの流量の上限を定める必要はないが、操業コスト削減及び真空排気系への負荷抑制の観点から、混合用の不活性ガスの流量の上限は１０倍とすることが望ましく、より望ましい上限は６倍である。

また、混合用の不活性ガスの吹き出し位置は、真空槽１の壁近傍よりも中央部が好ましく、望ましくは真空槽１の内部の直径の１／２以内の領域であることが望ましい。真空槽１の内壁の近傍から混合用の不活性ガスを吹き込むと、排ガスの濃度の代表性の向上効果が減少するからである。

また、混合用の不活性ガスの吹き出し高さは、真空槽１の内部の天蓋１ａと溶鋼４の湯面との間が好ましいが、望ましくは、天蓋１ａと溶鋼４の湯面の中間高さよりも上方であることが望ましい。これよりも下方であると、混合用の不活性ガスによる排ガスの濃度の代表性の向上効果が減少するからである。さらに望ましくは、天蓋１ａと溶鋼４の湯面との間の距離をＸとしたとき、内天蓋からＸ／３の高さより上方である。

以上のように、本発明法によれば、推定手順Ａ〜Ｃのいずれに関しても、推定誤差を顕著に低減できる。
このようにして、本実施の形態によれば、真空脱ガス装置を用いた真空精錬炉を用いて真空脱ガス処理を行う際に、溶鋼４のＣ濃度等の成分濃度を高精度で推定することができ、これにより、極低炭素鋼を確実に製造することができた。

さらに、本発明を実施例を参照しながら詳細に説明する。
高炉から出銑された溶銑をトピードカーに移して転炉工場に輸送した後、脱珪、脱硫及び脱りん等の溶銑予備処理を一つ以上行った後、この溶銑を２５０トン転炉に装入して脱炭吹錬を行った。

脱炭吹錬により得られた溶鋼を転炉出鋼孔から取鍋へ出鋼し、溶鋼を収容した取鍋を二次精錬設備（ＲＨ真空脱ガス装置）へ移送し、脱ガス処理を行った。なお、転炉吹錬後の炭素濃度は０．０４％とし、ＲＨ脱ガス装置においておおよそ炭素濃度０．００２％まで脱炭した際の、ＲＨ真空脱ガス処理中の排ガス情報を演算器に取り込んで、溶鋼の炭素濃度の推定値を算出した。そして、ＲＨ真空脱ガス装置による脱炭の終了時に溶鋼サンプルを採取し、その分析値の推定誤差の標準偏差を調査した。なお、ＲＨ真空脱ガス装置の浸漬管の径は０．７５ｍ、環流用の不活性ガスの流量は２０００ＮＬ／ｍｉｎ、真空槽の内部の到達真空度は１３３ＭＰａの条件で真空脱炭処理を行った。

本実施例では、真空槽内に混合用の不活性ガスを吹き込まない場合（方法a）、真空槽に収容された溶鋼の浴面の直上部側面から混合用の不活性ガスを吹き込んだ場合（方法ｂ）、さらには真空槽の上方の天蓋にランスを設けて混合用の不活性ガスを吹き込んだ場合（方法c）とで比較調査を行った。混合用の不活性ガスとしてはいずれも４０００ＮＬ／ｍｉｎの窒素ガスを用いた。

まず、極低炭素鋼の推定誤差の標準偏差σの実績を調査した結果を表１に示す。また結果を表２にまとめて示す。

この実績から溶鋼のＣ濃度の上限が２８ｐｐｍの極低炭素鋼を成分外れを生ずることなく溶製するように狙い炭素濃度を定めた。標準偏差σが大きい場合には成分外れの可能性が高いために狙いＣ濃度を低めに設定せざるを得ず、その結果脱炭時間は長めとなる。

上記の狙いで脱炭処理時間の短縮効果を確認したところ、方法ａに対して方法ｂでは１．８ｍｉｎ短縮できたのに対し、方法ｃでは４．８ｍｉｎの短縮が可能となった。
また、方法aでの脱炭処理コストを１．０としたときのコスト指数を調査した結果、方法ｂではコスト指数は０．８９であった。それに対し、方法ｃでは時間短縮効果も大きくコスト指数は０．７０と大幅に低減することができた。

以上のように本発明法は、真空処理時間の短縮により溶製コストを大幅に低減できる方法である。

実施例１と同様の試験を行い、手順Ｃにより溶鋼の炭素濃度の推定を行った。まず、推定誤差の標準偏差については表３の結果が得られた。これをもとに炭素濃度が２８ｐｐｍ以下である極低炭素鋼の処理時間の短縮効果を調査した。結果を表４にまとめて示す。

その結果、方法aに対して方法ｂでは１．９ｍｉｎ、方法cでは５．０ｍｉｎの短縮が可能となった。これに伴い、方法ａを１．０とした場合のコスト指数を求めたところ、方法bでは０．８７、方法cでは０．６８となり、本発明法は時間短縮及びコスト低減効果を発揮できることが確認できた。

真空槽の下部に１本の大型浸漬管を用いたＤＨ真空脱ガス装置を用いて実施例１と同様の実験を行った。本実施例では浸漬管径は２．０ｍであり、取鍋底部から攪拌ガスとしてＡｒガスを１０００ＮＬ／ｍｉｎ流し、真空槽の内部の到達圧力を１３３Ｐａとした。溶鋼の炭素濃度の推定方法として実施例１と同様の手順Ｂを採用した。
まず、推定誤差の標準偏差については表５の結果が得られた。これを元に炭素濃度が２８ｐｐｍ以下である極低炭素鋼の処理時間の短縮効果を調査した。結果を表６にまとめて示す。

その結果、方法aに対して方法ｂでは１．９ｍｉｎ、方法cでは５．０ｍｉｎの短縮が可能となった。これに伴い、方法ａを１．０とした場合のコスト指数を求めたところ、方法bでは０．８８、方法cでは０．６９となり、方法ｃは顕著な時間短縮及びコスト低減効果を発揮できることが確認できた。

以上のように、本発明により、真空処理時間の短縮により溶製コストを大幅に低減できることがわかる。

（ａ）法を実施する状況を示す説明図である。 （ｂ）法を実施する状況を示す説明図である。 （ｃ）法を実施する状況を示す説明図である。 ＤＨ脱ガス処理装置に対して本発明を適用した状況を模式的に示す説明図である。

符号の説明

１ 真空槽
１ａ 天蓋
２ 浸漬管
２ａ 上昇管
２ｂ 下降管
３ 取鍋
４ 溶鋼
５ 真空排気系
６ 排ガス分析系
７ ランス

Claims (9)

1. 真空槽の下部に設けられた浸漬管を取鍋に収容された溶鋼に浸漬しながら該溶鋼の脱ガス処理を行う際に、前記真空槽の内部に不活性ガスを単独で吹き込み、該真空槽の内部で、前記溶鋼から離脱した排ガスに含まれる脱ガス成分を独立して吹き込まれた前記不活性ガスによって希釈混合することによって、前記溶鋼に含まれる成分の濃度を推定することを特徴とする溶鋼の成分濃度の推定方法。
2. 前記不活性ガスは、前記真空槽の天蓋又は側面に配置されたランスから吹き込まれる請求項１に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
3. 前記溶鋼に含まれる成分の濃度は、前記不活性ガスによって希釈混合された前記脱ガス成分の分析値を用いて、推定される請求項1又は請求項２に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
4. 前記脱ガス成分はＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスであるとともに前記溶鋼に含まれる成分は炭素である請求項１から請求項３までのいずれか１項に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
5. 前記溶鋼に含まれる炭素の濃度は、希釈混合された前記ＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの濃度から各時刻における脱炭速度を求め、求めた該各時刻における脱炭速度を用いて濃度に換算した脱炭積算量を算出し、真空脱ガス処理前又は該処理中における炭素濃度の分析値から該脱炭積算量を減ずることによって、推定される請求項４に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
6. 前記溶鋼に含まれる炭素の濃度は、希釈混合された前記ＣＯガス及び／又はＣＯ₂ガスの濃度から各時刻における脱炭速度を求め、求めた該各時刻における脱炭速度にバランスする脱炭速度定数及び炭素濃度の組合せを求めることによって、推定される請求項４に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
7. 前記溶鋼には、攪拌用不活性ガス又は環流用不活性ガスが吹き込まれる請求項１から請求項６までのいずれか１項に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
8. 前記浸漬管の設置数は１本又は２本である請求項１から請求項７までのいずれか１項に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法。
9. 請求項１から請求項８までのいずれか１項に記載された溶鋼の成分濃度の推定方法を用いて推定された溶鋼の炭素濃度を用いて極低炭素鋼を製造することを特徴とする極低炭素鋼の製造方法。

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