JP2014148695A - High efficiency dehydrogenation method of molten steel - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、溶鋼の高効率脱水素方法に関する。 The present invention relates to a highly efficient dehydrogenation method for molten steel.
周知のように、転炉等で一次精錬処理された溶鋼は、二次精錬処理に移送され、二次精錬処理において、溶鋼の水素、窒素等の除去を目的として、取鍋による真空精錬処理が行われている。溶鋼中に含まれる水素は割れの原因になることから、真空精錬処理等にて鋼中の水素濃度を低減する必要がある。
近年では、鋼材の高級化、高付加価値化に伴い、ユーザーからの品質要求がますます厳しくなってきている。このような状況の中で品質の安定化を図るためには、品質に関わる操業条件の適正化が重要であり、溶鋼の脱水素を行う方法として様々な技術が開示されている。
As is well known, molten steel that has undergone primary refining treatment in a converter or the like is transferred to secondary refining treatment, and in the secondary refining treatment, vacuum refining treatment with a ladle is performed for the purpose of removing hydrogen, nitrogen, etc. of the molten steel. Has been done. Since hydrogen contained in molten steel causes cracking, it is necessary to reduce the hydrogen concentration in the steel by vacuum refining treatment or the like.
In recent years, quality requirements from users have become more and more strict as the quality of steel materials increases and the value added increases. In order to stabilize the quality under such circumstances, it is important to optimize the operating conditions related to the quality, and various techniques have been disclosed as methods for dehydrogenating molten steel.
特許文献１では、転炉で脱炭処理後に取鍋でインジェクション脱りん、スラグ除去、インジェクション脱硫し、成分Ｃ：０．１５％、Ｓｉ：０．１５％、Ｍｎ：１．４５％、Ｐ：０．００５％、Ｓ：０．００５％、Ａｌ：０．０４５％に調整された溶鋼２７０ｔをＲＨ真空脱ガス装置により脱水素処理している。
特許文献２では、取鍋の底部もしくは補助浸漬ランスから不活性ガスを吹き込み、溶鋼表面のスラグを取鍋の壁側に押しやった状態で、取鍋内に耐火物製の浸漬体を浸漬して該浸漬管内のスラグを除去し、脱酸された溶鋼の表面に浸漬体内部の上方から不活性ガスを吹付けて溶鋼表面の気体を更新しながら脱水素している。特許文献１及び２の他に、精錬処理を行うものとして、特許文献３〜６に示すものがある。
In Patent Document 1, after decarburization treatment in a converter, injection dephosphorization, slag removal and injection desulfurization are performed in a ladle. Component C: 0.15%, Si: 0.15%, Mn: 1.45%, P: The molten steel 270t adjusted to 0.005%, S: 0.005%, and Al: 0.045% is dehydrogenated by the RH vacuum degassing apparatus.
In Patent Document 2, an inert gas is blown from the bottom of the ladle or the auxiliary dipping lance, and the slag on the surface of the molten steel is pushed to the wall side of the ladle, and a refractory immersion body is immersed in the ladle. The slag in the dip tube is removed, and dehydrogenation is performed while the gas on the surface of the molten steel is renewed by blowing an inert gas onto the surface of the deoxidized molten steel from above the immersion body. In addition to Patent Documents 1 and 2, there are those shown in Patent Documents 3 to 6 for performing the refining process.
特許文献１では、溶鋼の脱水素を行うことができるものの、溶鋼の脱水素を行うにあたって脱水素反応を向上させる条件や方法は何ら開示されておらず、効率的に脱水素を実施することができない。特許文献２では、耐火物製の浸漬体を浸漬してスラグを除去し、そのうえで脱水素を行っているものであるが、この技術を用いても、効率的に脱水素を行うことは難しいのが実情である。 In Patent Document 1, although molten steel can be dehydrogenated, no conditions and methods for improving the dehydrogenation reaction in dehydrogenating molten steel are disclosed, and dehydrogenation can be performed efficiently. Can not. In Patent Document 2, a refractory immersion body is immersed to remove slag, and then dehydrogenation is performed. However, even if this technique is used, it is difficult to efficiently perform dehydrogenation. Is the actual situation.
また、その他の特許文献３〜６には、溶鋼の清浄度を向上させるための様々な精錬条件が開示されているものの、いずれの技術も溶鋼の脱水素に着目したものではないため効率的に脱水素を行うことができないのが実情である。
そこで、本発明は上記問題点を鑑み、電磁攪拌とガス攪拌とを併用することによって効率よく溶鋼の脱水素を行うことができる溶鋼の高効率脱水素方法を提供することを目的とする。
In addition, although other patent documents 3 to 6 disclose various refining conditions for improving the cleanliness of the molten steel, none of the techniques focus on dehydrogenation of the molten steel, so that they are efficient. The fact is that dehydrogenation cannot be performed.
In view of the above problems, an object of the present invention is to provide a high-efficiency dehydrogenation method for molten steel that can efficiently dehydrogenate molten steel by using electromagnetic stirring and gas stirring together.
上述の目的を達成するため、本発明においては以下の技術的手段を講じた。
本発明に係る溶鋼の高効率脱水素方法は、真空引きを行いながら取鍋内の溶鋼を電磁攪拌すると共に、溶鋼をガス攪拌することにより溶鋼の脱水素を行う方法であって、前記取鍋の中心を原点Ｏとし、前記原点Ｏを通り且つ前記電磁攪拌を行う電磁攪拌装置に向かう軸をＸ軸とし、前記原点Ｏを通り且つＸ軸と直交する軸をｙ軸としたとき、式（１）及び式（２）を満たす領域に前記ガス攪拌のためのガスを吹き込むガス吹き込み部を設置しておき、溶鋼の脱水素を行う際には、前記取鍋内の真空度Ｐａを０．００４ａｔｍ以下とし、スラグ厚みＨｓを１０〜１００ｍｍとし、スラグに関して、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝１〜３、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝２．５〜１５質量％とし、電磁攪拌による攪拌動力密度が式（３）を満たすようにし、ガス攪拌による攪拌動力密度が式（４）に満たすようにし、さらに、溶鋼の裸湯面積Ｓと取鍋の断面積Ｓ０との比を式（５）を満たすようにし、ガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さΔｈｇと溶鋼深さＨｍとの比を式（６）を満たすようにして、溶鋼内の［Ｈ］を１．５ｐｐｍ以下にすることを特徴とする。
In order to achieve the above-described object, the present invention takes the following technical means.
A highly efficient dehydrogenation method for molten steel according to the present invention is a method for performing dehydrogenation of molten steel by electromagnetically stirring molten steel in a ladle while performing evacuation and gas stirring the molten steel, Is the origin O, the axis passing through the origin O and going to the electromagnetic stirrer for electromagnetic stirring is the X axis, and the axis passing through the origin O and orthogonal to the X axis is the y axis. When a gas blowing section for blowing the gas for gas stirring is installed in a region satisfying 1) and formula (2) and the molten steel is dehydrogenated, the degree of vacuum Pa in the ladle is set to 0. 0. and 004atm below the slag thickness H s and 10 to 100 mm, with respect to the slag, CaO / SiO 2 = 1.2~5, CaO / Al 2 O 3 = 1~3, T. Fe + MnO = 2.5 to 15% by mass, the stirring power density by electromagnetic stirring satisfies Formula (3), the stirring power density by gas stirring satisfies Formula (4), and the bare steel area of the molten steel The ratio of S to the sectional area S 0 of the ladle satisfies equation (5), and the ratio of the rise height Δh g of molten steel by gas stirring to the molten steel depth H m satisfies equation (6). Thus, [H] in the molten steel is set to 1.5 ppm or less.
本発明によれば、電磁攪拌とガス攪拌とを併用した上で効率よく溶鋼の脱水素を行うことができる。 According to the present invention, it is possible to efficiently dehydrogenate molten steel after using electromagnetic stirring and gas stirring together.
以下、本発明の実施の形態を、図面に基づき説明する。
転炉などで一次精錬工程を終えた溶鋼は、二次精錬工程に搬送され精錬処理が行われる。二次精錬工程において、溶鋼の精錬を行う処理手法は種々存在しているが、本発明では、二次精錬工程で行われる取鍋精錬処理を対象としている。
この取鍋精錬処理では、取鍋内を真空状態にしつつ、取鍋内の溶鋼を電磁誘導攪拌装置によって攪拌（電磁攪拌）しながら精錬処理を行う。また、取鍋精錬処理では、電磁攪拌だけでなく不活性ガスを溶鋼に吹き込んでガス攪拌しながら精錬処理を行う。即ち、本発明の取鍋精錬処理では、電磁攪拌及びガス攪拌を行いながら真空引き（真空処理）を行うことにより、主に溶鋼の脱ガス（脱水素）を促進することとしている。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
The molten steel that has finished the primary refining process in a converter or the like is transported to the secondary refining process and subjected to a refining process. There are various processing techniques for refining molten steel in the secondary refining process, but the present invention is directed to the ladle refining process performed in the secondary refining process.
In this ladle refining process, the refining process is performed while stirring the molten steel in the ladle with an electromagnetic induction stirrer (electromagnetic stirring) while the inside of the ladle is in a vacuum state. In the ladle refining process, not only electromagnetic stirring but also inert gas is blown into the molten steel, and the refining process is performed while stirring the gas. That is, in the ladle refining process of the present invention, degassing (dehydrogenation) of molten steel is mainly promoted by performing vacuuming (vacuum processing) while performing electromagnetic stirring and gas stirring.
以下、取鍋精錬処理、即ち、溶鋼の高効率脱水素方法について詳しく説明する。
取鍋精錬処理では、溶鋼表面から脱ガス（脱水素）が進むと共に、溶鋼に吹き込まれたガス等による気泡によって脱ガスが進む。電磁攪拌とガス攪拌とを併用すると、溶鋼中の［Ｈ］の物質移動を促進することができ、特に、ガス攪拌では、溶鋼表面とガス気泡との反応界面積を増大させることができる。
Hereinafter, a ladle refining process, that is, a highly efficient dehydrogenation method for molten steel will be described in detail.
In the ladle refining process, degassing (dehydrogenation) proceeds from the surface of the molten steel, and degassing proceeds by bubbles generated by gas or the like blown into the molten steel. When electromagnetic stirring and gas stirring are used in combination, mass transfer of [H] in molten steel can be promoted. In particular, in gas stirring, the reaction interface area between the molten steel surface and gas bubbles can be increased.
図１は、取鍋精錬処理を行う取鍋精錬装置の一例を示したものである。
図１（ａ）に示すように、取鍋精錬装置１は、精錬を行う溶鋼２が装入された取鍋３と、取鍋３の上部側を閉鎖する蓋体４と、取鍋３の側方に配置され且つ取鍋３内の溶鋼の電磁攪拌を行うスターラ（電磁誘導コイル）５とを備えている。また、取鍋精錬装置１は、ガス吹き込み装置が備えられている。ガス吹き込み装置は、取鍋３の底部に不活性ガスを吹き込むポーラスプラグ７、或いは、取鍋３の上方側から挿入されて不活性ガスを吹き込むバブリングランス（浸漬ランス）で構成されている。なお、ガス吹き込み装置を、ポーラスプラグ７とバブリングランスとの両方で構成してもよい。バブリングランスによってガスを吹き込む場合は、溶鋼表面における溶鋼の流れと逆向きにガスを吹き込むことが望ましい。
FIG. 1 shows an example of a ladle refining apparatus that performs a ladle refining process.
As shown in FIG. 1 (a), a ladle refining apparatus 1 includes a ladle 3 in which molten steel 2 to be refined is charged, a lid 4 that closes the upper side of the ladle 3, and a ladle 3 A stirrer (electromagnetic induction coil) 5 that is disposed on the side and performs electromagnetic stirring of the molten steel in the ladle 3 is provided. Moreover, the ladle refining apparatus 1 is equipped with the gas blowing apparatus. The gas blowing device is configured by a porous plug 7 that blows inert gas into the bottom of the ladle 3 or a bubbling lance (immersion lance) that is inserted from above the ladle 3 and blows inert gas. In addition, you may comprise a gas blowing apparatus with both the porous plug 7 and a bubbling lance. When gas is blown by a bubbling lance, it is desirable to blow gas in the direction opposite to the flow of molten steel on the surface of the molten steel.
蓋体４の上側には、ガスを排気する排気口８が設けられ、この排気口８には取鍋３内のガスを排気する排気装置が接続されている。蓋体４によって取鍋３の上部を覆い、排気装置によって排気口８から取鍋３内のガスを外部へ排気することによって、取鍋３内を真空状態にすることができる。なお、取鍋３の上方には、造滓材や合金を投入する投入装置やアークによって溶鋼を加熱する加熱装置を設けていてもよい。 An exhaust port 8 for exhausting gas is provided on the upper side of the lid 4, and an exhaust device for exhausting the gas in the ladle 3 is connected to the exhaust port 8. By covering the upper part of the ladle 3 with the lid 4 and exhausting the gas in the ladle 3 from the exhaust port 8 to the outside by the exhaust device, the inside of the ladle 3 can be evacuated. In addition, you may provide the heating apparatus which heats molten steel with the injection apparatus and arc which throw in a slag material and an alloy above the ladle 3. FIG.
図１（ｂ）に示すように、電磁誘導コイル５は、左右方向一方側に配置されたもので、ローレンツ力によって溶鋼を攪拌するものである。具体的には、電磁誘導コイル５の外側は、取鍋３の右側の側壁に沿っていて、当該電磁誘導コイル５の中心は、取鍋３の中心と同一直線上に設定されている。この電磁誘導コイル５によって、当該電磁誘導コイル５に近い溶鋼を下向き（時計回り）に攪拌することができるようになっている。 As shown in FIG.1 (b), the electromagnetic induction coil 5 is arrange | positioned at the left-right direction one side, and stirs molten steel with Lorentz force. Specifically, the outside of the electromagnetic induction coil 5 is along the right side wall of the ladle 3, and the center of the electromagnetic induction coil 5 is set on the same straight line as the center of the ladle 3. With this electromagnetic induction coil 5, the molten steel close to the electromagnetic induction coil 5 can be stirred downward (clockwise).
上述したように、取鍋精錬処理１では、電磁攪拌及びガス攪拌を行うこととしているが、溶鋼の脱水素を促進するためには、ガス攪拌におけるガス吹き込み部９の位置が重要である。そこで、発明者は、溶鋼の脱水素を促進するためのガス吹き込み部９の位置を、水モデルや実機等に検証した結果、式（１）及び式（２）を満たす領域にガス吹き込み部９を設けることが最適であることを見出した。 As described above, in the ladle refining process 1, electromagnetic stirring and gas stirring are performed. In order to promote dehydrogenation of molten steel, the position of the gas blowing portion 9 in gas stirring is important. Therefore, the inventor verified the position of the gas blowing portion 9 for promoting dehydrogenation of molten steel in a water model, an actual machine, or the like, and as a result, the gas blowing portion 9 was filled in a region satisfying the expressions (1) and (2). It was found that it is optimal to provide
ガス吹き込み部９の位置について詳しく説明する。ガス攪拌を行うためのガス吹き込み部９の位置は、ガス吹き込み装置をポーラスプラグ７で構成した場合は、取鍋３の底部に設けたポーラスプラグ７自体の位置（ポーラスプラグの中心位置）であり、ガス吹き込み装置をバブリングランスで構成した場合は、バブリングランスにおいてガスが噴出する噴出部の位置である。 The position of the gas blowing part 9 will be described in detail. The position of the gas blowing portion 9 for performing gas stirring is the position of the porous plug 7 itself provided at the bottom of the ladle 3 (the central position of the porous plug) when the gas blowing device is constituted by the porous plug 7. When the gas blowing device is constituted by a bubbling lance, it is the position of the ejection part from which gas is ejected in the bubbling lance.
ガス吹き込み部９の位置を設定するにあたっては、図１（ｂ）に示すように、取鍋３を平面視したとき、取鍋３の中心を原点Ｏとし、原点Ｏを通り且つ電磁誘導コイル５（電磁攪拌装置）の中心に向かう水平な軸をＸ軸とし、原点Ｏを通り且つＸ軸と直交する水平な軸をｙ軸（右手系の座標系）としている。また、ｘ軸において、取鍋３の中心から電磁誘導コイル５の中心に近づく側（右側）をプラス側、取鍋３の中心から電磁誘導コイル５の中心から離れる側（左側）をマイナス側としている。また、ｙ軸において、取鍋３の中心から一方（図１の上方）に進む側をプラス、一方と反対に進む側をマイナスとしている。 In setting the position of the gas blowing portion 9, as shown in FIG. 1B, when the ladle 3 is viewed in plan, the center of the ladle 3 is the origin O, passes through the origin O, and the electromagnetic induction coil 5. The horizontal axis toward the center of the (electromagnetic stirrer) is taken as the X axis, and the horizontal axis passing through the origin O and orthogonal to the X axis is taken as the y axis (right-handed coordinate system). Further, in the x-axis, the side (right side) that approaches the center of the electromagnetic induction coil 5 from the center of the ladle 3 is the plus side, and the side (left side) that is away from the center of the electromagnetic induction coil 5 from the center of the ladle 3 is the negative side. Yes. In the y-axis, the side proceeding from the center of the ladle 3 to one side (upper side in FIG. 1) is positive, and the side proceeding opposite to the one is negative.
このように定義したうえで、ガス吹き込み部９を設ける範囲を考えたとき、式（１）に示すように、Ｘ軸方向においては＋２／５Ｄよりも取鍋３中心へ向けた領域にガス吹き込み部９を設けることとしている。また、式（２）に示すように、ｙ軸方向においては±３／１０Ｄの領域にガス吹き込み部９を設けることとしている。即ち、図１（ｂ）及び図２に示すように、領域Ａ内にガス吹き込み部９を設けている。なお、図２の「●」は、設置するガス吹き込み部を示している。 When considering the range in which the gas blowing portion 9 is provided after defining in this way, as shown in the formula (1), the gas blowing is performed in the region toward the center of the ladle 3 rather than + 2 / 5D in the X-axis direction. The part 9 is provided. Further, as shown in the formula (2), the gas blowing portion 9 is provided in a region of ± 3 / 10D in the y-axis direction. That is, as shown in FIGS. 1B and 2, the gas blowing portion 9 is provided in the region A. Note that “●” in FIG. 2 indicates a gas blowing portion to be installed.
上述したようにガス吹き込み部９の位置を設定したうえで、取鍋精錬処理１において溶鋼の脱水素を行う際には、取鍋内の圧力、即ち、真空度Ｐａを０．００４ａｔｍ以下としている。溶鋼中の[Ｈ]は真空処理によって溶鋼から除去することができる。このとき、反応式は、「Ｈ（溶鋼）＝１／２Ｈ２（ｇ）、Ｈ（溶鋼）は溶鋼中の水素を示す」で表される。脱水素が行われ反応において、平衡定数ＫＨ、水素ガス分圧ＰＨ２(ａｔｍ)、溶鋼中の水素活量ａＨ、溶鋼の水素濃度［Ｈ］（質量％）の関係は、「鉄と鋼、６０（１９７４）、１２４９」に示すように、logＫＨ（＝ＰＨ２ １／２ａＨ＝ＰＨ２ １／２／[Ｈ]）＝１９０５／Ｔ＋１．５９１で表され、溶鋼温度が１８７３Ｋであるときは、平衡値は、[Ｈ]＝０．００２５ＰＨ２ １／２となる。これから分かるように、減圧、即ち、真空引きを行うことによって水素ガス分圧ＰＨ２を低くすることができるため、真空度を低くすることにより、脱水素を進めることができる。真空脱ガス処理において、真空度は、例えば、特許第３７４９６２２号公報では０．５Ｔｏｒｒ＝０．０００７ａｔｍ、特許第４８８４８０２号公報では、１〜１０Ｔｏｒｒ＝０．００１３〜０．０１３ａｔｍとしているが、本発明のように低水素鋼（[Ｈ]≦１．５ｐｐｍ）の溶製時には、図３に示すように、平衡論的には、真空度（到達真空度）Ｐａ＝３Ｔｏｒｒ＝０．００４ａｔｍ程度が必要であるため、真空度の上限値を０．００４ａｔｍとしている。 After setting the position of the gas blowing part 9 as described above, when performing dehydrogenation of molten steel in the ladle refining process 1, the pressure in the ladle, that is, the degree of vacuum Pa is set to 0.004 atm or less. . [H] in the molten steel can be removed from the molten steel by vacuum treatment. At this time, the reaction formula is expressed as “H (molten steel) = ½H 2 (g), where H (molten steel) represents hydrogen in the molten steel”. In the reaction after dehydrogenation, the relationship among the equilibrium constant K H , the hydrogen gas partial pressure P H2 (atm), the hydrogen activity a H in the molten steel, and the hydrogen concentration [H] (mass%) of the molten steel Steel, 60 (1974), 1249 ”, log K H (= P H2 1/2 a H = P H2 1/2 /[H])=1905/T+1.491, and the molten steel temperature is 1873 K Is equal to [H] = 0.0025P H2 1/2 . As can be seen from this, dehydrogenation can be promoted by lowering the degree of vacuum because the hydrogen gas partial pressure PH2 can be lowered by reducing the pressure, that is, by evacuation. In the vacuum degassing process, the degree of vacuum is, for example, 0.5 Torr = 0.007 atm in Japanese Patent No. 3794622 and 1-10 Torr = 0.003 to 0.013 atm in Japanese Patent No. 4884802. When melting low hydrogen steel ([H] ≦ 1.5 ppm) as shown in FIG. 3, as shown in FIG. 3, in terms of equilibrium, a degree of vacuum (degree of ultimate vacuum) Pa = 3 Torr = 0.004 atm is required. Therefore, the upper limit value of the degree of vacuum is set to 0.004 atm.
さて、取鍋３のスラグは、前工程からの持ち込みスラグや造滓材の添加により形成されたスラグである。ここで、スラグは精錬処理において重要な役割を果たすが、スラグの厚みは、溶鋼の攪拌混合特性や溶鋼の表面に形成される浴表面の裸湯形成能力、スラグから溶鋼への水素のインプットに影響を及ぼす。ここで、スラグの厚みＨｓが１０ｍｍ未満である場合、脱水素反応を促進する点では問題は無い。しかしながら、取鍋３に溶鋼を装入したときに、前工程から持ち込まれたスラグの混入を無くすことは難しく、不可避的にスラグは混入してしまい、スラグの厚みＨｓを１０ｍｍ未満にすることは工業的に実現しがたい。一方、スラグの厚みＨｓが１００ｍｍを超えてしまうと、スラグにより溶鋼の攪拌力が低下したり、浴表面に裸湯が出来にくく浴表面の裸湯形成能力が低下する。加えて、スラグから溶鋼に入り込む水素のインプット量が増加してしまうため、十分に溶鋼の脱水素が難しくなる。このようなことから、スラグ厚みＨｓは１０〜１００ｍｍとしている。 Now, the slag of the ladle 3 is the slag formed by the addition of the brought-in slag and the slagging material from the previous process. Here, slag plays an important role in the refining process, but the thickness of the slag depends on the stirring and mixing characteristics of the molten steel, the ability to form bare bath on the surface of the molten steel, and the input of hydrogen from the slag to the molten steel. affect. Here, if the thickness H s of the slag is less than 10 mm, the problem is not a point to promote the dehydrogenation reaction. However, when charged with molten steel ladle 3, to eliminate the contamination of slag brought from the previous step it is difficult, inevitably slag will mixed, setting the thickness H s of the slag to less than 10mm Is difficult to realize industrially. On the other hand, if the thickness H s of the slag exceeds 100 mm, the stirring force of the molten steel is reduced by the slag, and bare bath formation on the bath surface is difficult to be performed, and the ability to form the bare bath on the bath surface is lowered. In addition, since the input amount of hydrogen entering the molten steel from the slag increases, it is difficult to dehydrogenate the molten steel sufficiently. For this reason, the slag thickness H s is set to 10 to 100 mm.
また、取鍋精錬処理１では、スラグに関し、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝１〜３、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝２．５〜１５質量％としている。
スラグに含まれるＣａＯは、主に、前工程で生成された転炉スラグや造滓材（焼石灰）によるものであり、ＳｉＯ２は、転炉スラグによるものである。ＣａＯ／ＳｉＯ２＜１．２の場合は、精錬処理においてスラグフォーミングが発生し易くなるため、攪拌強度（攪拌動力密度）を上げることができず、反応を十分に進めることが難しい。この他、ＣａＯ／ＳｉＯ２＜１．２の場合は、脱硫能が低くなるためスラグからの復硫量が多くなると共に、過度の低融点化が進み、ＭｇＯの飽和溶解度が高くなるため、取鍋３の耐火物にＭｇＯ系の耐火物を用いている場合には溶損量が大きくなる。一方、ＣａＯ／ＳｉＯ２＞５の場合は、脱水素を吸収する能力が高いため、スラグ中の水素濃度が高くなり易い。スラグ中の水素濃度が高くなり過ぎると、真空処理を行ったときに、スラグから溶鋼へ戻る水素が多くなり、最終的に、一定の処理時間内での脱水素率が低くなってしまう。このようなことから、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５としている。
Further, the ladle refining process 1 relates slag, CaO / SiO 2 = 1.2~5, CaO / Al 2 O 3 = 1~3, T. Fe + MnO = 2.5 to 15% by mass.
CaO contained in the slag is mainly due to the converter slag and slagging material (burnt lime) generated in the previous step, and SiO 2 is due to the converter slag. In the case of CaO / SiO 2 <1.2, slag foaming is likely to occur in the refining process, so that the stirring strength (stirring power density) cannot be increased, and it is difficult to sufficiently advance the reaction. In addition, in the case of CaO / SiO 2 <1.2, the desulfurization ability decreases, so the amount of resulfurization from the slag increases, the excessively low melting point advances, and the saturation solubility of MgO increases. When an MgO-based refractory is used as the refractory for the pan 3, the amount of erosion increases. On the other hand, in the case of CaO / SiO 2 > 5, since the ability to absorb dehydrogenation is high, the hydrogen concentration in the slag tends to be high. If the hydrogen concentration in the slag becomes too high, the amount of hydrogen that returns from the slag to the molten steel increases when vacuum processing is performed, and eventually the dehydrogenation rate within a certain processing time decreases. For this reason, CaO / SiO 2 = 1.2-5.
スラグに含まれるＡｌ２Ｏ３は、溶鋼の脱酸のために添加した金属Ａｌ、或いは、溶鋼の昇温をするために添加した金属Ａｌによるものである。ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＜１である場合は、精錬処理においてスラグフォーミングが発生し易くなるため、攪拌動力密度を上げることができず、反応を十分に進めることが難しい。加えて、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＜１である場合は、ＭｇＯの飽和溶解度が高くなるため、取鍋３の耐火物にＭｇＯ系の耐火物を用いている場合には溶損量が大きくなる。一方、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＞３である場合は、スラグ中の水素濃度が高くなり易くなり、真空処理を行ったときに、スラグから溶鋼へ戻る水素が多くなり、最終的に、一定の処理時間内での脱水素率が低くなってしまう。このようなことから、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝１〜３としている。 Al 2 O 3 contained in the slag is due to metal Al added for deoxidation of the molten steel or metal Al added for raising the temperature of the molten steel. When CaO / Al 2 O 3 <1, slag foaming is likely to occur in the refining process, so the stirring power density cannot be increased and it is difficult to sufficiently advance the reaction. In addition, when CaO / Al 2 O 3 <1, the saturation solubility of MgO is high, so that the amount of erosion increases when an MgO-based refractory is used as the refractory of the ladle 3. . On the other hand, when CaO / Al 2 O 3 > 3, the hydrogen concentration in the slag tends to be high, and when vacuum treatment is performed, the amount of hydrogen returning from the slag to the molten steel increases. The dehydrogenation rate within the processing time will be low. For this reason, CaO / Al 2 O 3 = 1 to 3 is set.
スラグに含まれるＴ．ＦｅやＭｎＯは、転炉スラグによるものである。真空処理（真空引き）を行ったとき、ＣＯガスのボイリングにより、ＣＯガスが発生する。ＣＯガスが発生したとき、溶鋼中の水素はＣＯガスによって補足されて、脱水素を促進させることができる。Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＜２．５質量％である場合、溶鋼中の炭素と酸素とによるＣＯガスの発生量が少ないため、ＣＯガスによる脱水素を十分に促進することができない。一方、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＞１５質量％である場合、ＣＯ発生量が多すぎてしまい、攪拌動力密度を上げることができず、反応を十分に進めることが難しい。このようなことから、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝２．５〜１５質量％としている。 T. contained in slag. Fe and MnO are due to converter slag. When vacuum processing (evacuation) is performed, CO gas is generated due to boiling of the CO gas. When CO gas is generated, hydrogen in the molten steel can be supplemented by CO gas to promote dehydrogenation. T.A. When Fe + MnO <2.5% by mass, the amount of CO gas generated by carbon and oxygen in the molten steel is small, so that dehydrogenation with CO gas cannot be promoted sufficiently. On the other hand, T.W. When Fe + MnO> 15 mass%, the amount of CO generated is too large, the stirring power density cannot be increased, and it is difficult to sufficiently advance the reaction. As such, T.W. Fe + MnO = 2.5 to 15% by mass.
さて、実操業では真空処理後の溶鋼[Ｈ]は平衡値から予想される値よりも高く、しかも前後工程のサイクルタイムに合わせる必要があり、短時間処理を実現するには脱水素速度を上げる必要がある。そのため、脱水素速度の向上（溶鋼中[Ｈ]の物質移動速度）を高めるには攪拌処理が必要である。そこで、本発明では、電磁攪拌による攪拌動力密度は式（３）を満たすようにし、ガス攪拌による攪拌動力密度は式（４）に満たすようにしている。 Now, in actual operation, the molten steel [H] after vacuum treatment is higher than the value expected from the equilibrium value, and it is necessary to match the cycle time of the preceding and following processes. To achieve short-time treatment, the dehydrogenation rate is increased. There is a need. Therefore, stirring treatment is required to increase the dehydrogenation rate (mass transfer rate of [H] in molten steel). Therefore, in the present invention, the stirring power density by electromagnetic stirring satisfies the formula (3), and the stirring power density by gas stirring satisfies the formula (4).
電磁攪拌による攪拌動力密度εｍは、「鉄と鋼、６９（１９８３）、Ａ５３」（文献１）、特許第４７９９３９２号公報（文献２）に示されているように、式（ａ）で求めることができる。ここで、電磁攪拌による溶鋼盛り上がり高さΔｈｍは、文献１、２に示されているように式（ｂ）で求められることができる。また、文献１、２に示されているように、溶鋼密度ρｍは７ｔ／ｍ３、透磁率μは１．３×１０−６Ｈ／ｍ、固有抵抗は１．４×１０−６Ωｍとしている。供給電力Ｅは、Ｅ＝電流（Ａ）×電圧（Ｖ）／１０００で求めることができる。取鍋３外周面積Ａは、Ａ＝２π（Ｄ／２）Ｈｍ＝πＤＨｍで求めることができる。 The stirring power density ε m by electromagnetic stirring is obtained by the equation (a) as shown in “Iron and Steel, 69 (1983), A53” (Reference 1) and Japanese Patent No. 4799392 (Reference 2). be able to. Here, the molten steel raised height by electromagnetic stirring Delta] h m can be obtained by the formula (b) as shown in Documents 1 and 2. As shown in Documents 1 and 2, the molten steel density ρ m is 7 t / m 3 , the magnetic permeability μ is 1.3 × 10 −6 H / m, and the specific resistance is 1.4 × 10 −6 Ωm. It is said. The supplied power E can be obtained by E = current (A) × voltage (V) / 1000. The outer peripheral area A of the ladle 3 can be obtained by A = 2π (D / 2) H m = πDH m .
電磁攪拌による攪拌動力密度εｍが式（３）の下限値を下回る１Ｗ／ｔ未満では、溶鋼中の水素の移動速度（物質移動速度）の増大に寄与できず、脱水素の反応が進み難い。一方、攪拌動力密度εｍが式（４）の上限値を上回る５．５Ｗ／ｔを超えている場合は、溶鋼の物質移動速度を増大させることができるものの、攪拌が強すぎるため、溶鋼へのスラグの巻き込みが大きくなり、スラグから溶鋼への水素のインプット量が大きくなる。また、溶鋼を過度に強攪拌してしまうと、溶鋼の流速の増加に伴う取鍋３の耐火物の溶損が進んだり、消費電力の増大でコストも増加することになる。このようなことから、電磁攪拌による攪拌動力密度εｍを１〜５．５Ｗ／ｔにしている。 When the stirring power density ε m by electromagnetic stirring is less than 1 W / t, which is lower than the lower limit value of the formula (3), it cannot contribute to an increase in the moving speed (mass moving speed) of hydrogen in the molten steel, and the dehydrogenation reaction hardly proceeds. . On the other hand, if the agitation power density epsilon m is greater than 5.5 W / t exceeds the upper limit value of the formula (4), although it is possible to increase the mass transfer rate of the molten steel, since agitation is too strong, the molten steel As a result, the amount of hydrogen input from the slag to the molten steel increases. In addition, if the molten steel is excessively vigorously stirred, the refractory in the ladle 3 is melted with an increase in the flow rate of the molten steel, and the cost is increased due to an increase in power consumption. For this reason, and the agitation power density epsilon m by electromagnetic stirring 1~5.5W / t.
なお、上述した電磁攪拌は、ガス攪拌に比べ溶鋼へのスラグの巻き込みを少なくすることができるだけでなく、介在物の低減にも効果的で有り、高清浄度鋼の溶製には適している。しかしながら、電磁攪拌は、ガス攪拌と比べると攪拌強度が小さく、電磁攪拌のみで十分に溶鋼を攪拌することは難しい場合がある。そのため、電磁攪拌に加えてガス攪拌の併用をすることは有効である。 In addition, the electromagnetic stirring mentioned above can not only reduce slag entrainment in molten steel compared to gas stirring, but is also effective in reducing inclusions, and is suitable for melting high cleanliness steel. . However, electromagnetic stirring has a lower stirring strength than gas stirring, and it may be difficult to sufficiently stir molten steel only by electromagnetic stirring. Therefore, it is effective to use gas stirring together with electromagnetic stirring.
ガス攪拌による攪拌動力密度εｇは、「鉄と鋼、６７（１９８１）、６７２」（文献３）に示されているように、式（ｃ）で求めることができる。ガス温度Ｔｇは、常温の２９８Ｋとした。
ガス攪拌による攪拌動力密度εｇが式（４）の下限値を下回る４０Ｗ／ｔ未満ではガス流量が少ないため、反応界面積や物質移動速度の増大に寄与できず、十分に脱水素を行うことができない。攪拌動力密度εｇが式（５）の上限値を上回る１８０Ｗ／ｔを超えている場合は、溶鋼の物質移動速度を増大させることができるものの、攪拌が強すぎることになる。そのため、脱水素率が低下すると共に、処理中に溶鋼が多量に飛散し、取鍋３の蓋体４に地金が堆積し、操業が難しくなる可能性がある。なお、特許４８８４８０２に開示されているように、攪拌動力密度εｇ≧２００の強攪拌処理は、巻き込みスラグに起因する介在物の溶鋼中への懸濁が促進されるため、最終製品の品質の観点からも、上述した範囲は好ましい条件と言える。このようなことから、ガス攪拌による攪拌動力密度εｇを４０〜１８０Ｗ／ｔとしている。
The stirring power density ε g by gas stirring can be obtained by the equation (c) as shown in “Iron and Steel, 67 (1981), 672” (Reference 3). Gas Temperature The T g was the room temperature 298K.
If the stirring power density ε g by gas stirring is less than 40 W / t, which is lower than the lower limit of the formula (4), the gas flow rate is small, so that it cannot contribute to the increase of the reaction interface area or mass transfer speed, and sufficient dehydrogenation is performed. I can't. When the stirring power density ε g exceeds 180 W / t, which exceeds the upper limit of the equation (5), the mass transfer rate of the molten steel can be increased, but stirring is too strong. Therefore, while a dehydrogenation rate falls, a large amount of molten steel will scatter during a process, metal | metal | money will accumulate on the cover body 4 of the ladle 3, and operation may become difficult. In addition, as disclosed in Japanese Patent No. 4884802, the strong stirring treatment with stirring power density ε g ≧ 200 promotes suspension of inclusions in molten steel due to entrained slag, so that the quality of the final product is improved. From the viewpoint, the above-described range can be said to be a preferable condition. For this reason, and the agitation power density epsilon g by stirring gas 40~180W / t.
溶鋼の裸湯面積Ｓと取鍋３の断面積Ｓ０との比は式（５）を満たすようにし、ガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さと溶鋼深さとの比は式（６）を満たすようにしている。 The ratio of the bare steel area S of the molten steel to the cross-sectional area S 0 of the ladle 3 should satisfy the equation (5), and the ratio of the rise of the molten steel by gas stirring to the molten steel depth should satisfy the equation (6). ing.
式（５）による「Ｓ」は、溶鋼を攪拌している状態（攪拌状態）における浴面上の裸湯面積であり、「Ｓ０」は、溶鋼を攪拌していない状態（静止状態）における浴面面積である。静止状態における浴面面積Ｓ０は、取鍋３の断面積と同じように考えられるため、Ｓ０＝π（Ｄ／２）２＝πＤ２／４で求めることができる。式（６）におけるガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さΔｈｇは、「鉄と鋼、７０（１９８４）、３８０」（文献４）で示されているように、式（ｄ）により求めることができる。 “S” according to the equation (5) is a bare hot water area on the bath surface when the molten steel is being stirred (stirring state), and “S 0 ” is when the molten steel is not being stirred (stationary state). The bath surface area. Bath surface area S 0 of the stationary state, since it is considered the same as the cross-sectional area of the ladle 3, can be obtained by S 0 = π (D / 2 ) 2 = πD 2/4. The rise height Δh g of the molten steel by gas stirring in the equation (6) can be obtained by the equation (d) as shown in “Iron and Steel, 70 (1984), 380” (Reference 4). .
取鍋３内の真空引きしたときの減圧下において、脱水素を効率的に行うには、反応が起こる場所である減圧下に暴露された溶鋼の浴面（浴面上の裸湯面積）での反応を極限まで高めることが重要である。裸湯面積の大きさは、上述したように、スラグ厚み、スラグ組成、攪拌条件等で決定されるが、同一のガス流量でもガス吹き込み方向や取鍋３形状にも影響を受けるため、式（５）に示すように、浴面上の裸湯面積Ｓ、浴面面積Ｓ０との比を規定した。Ｓ／Ｓ０＜０．２５では、裸湯面積が小さく、溶鋼の浴面において脱水素の増大に寄与できず、反応が進み難いため、Ｓ／Ｓ０≧０．２５としている。 In order to efficiently perform dehydrogenation under the reduced pressure when the ladle 3 is evacuated, the bath surface of the molten steel (bare hot water area on the bath surface) exposed under reduced pressure is the place where the reaction takes place. It is important to increase the reaction to the maximum. As described above, the size of the bare hot water area is determined by the slag thickness, the slag composition, the stirring conditions, etc., but is affected by the gas blowing direction and the shape of the ladle 3 even with the same gas flow rate. as shown in 5), Hadakayu area S on the bath surface, defining the ratio between the bath surface area S 0. When S / S 0 <0.25, the bare hot metal area is small, it cannot contribute to the increase of dehydrogenation on the bath surface of the molten steel, and the reaction is difficult to proceed, so S / S 0 ≧ 0.25.
また、ガス攪拌によって溶鋼が盛り上がり、裸湯での反応を高めることも重要であるため、式（６）に示すように、ガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さΔｈｇと溶鋼深さＨｍとの比（Δｈｇ／Ｈｍ）を規定した。
Δｈｇ／Ｈｍ＜０．１である場合、裸湯面積が小さいため、脱水素反応が進みにくく、Δｈｇ／Ｈｍ＞０．４５では、裸湯面積が大きく脱水素反応を促進できるものの、Δｈｇ／Ｈｍが０．４５付近で脱水素の促進効果は飽和し、これよりも大きいと、精錬処理中に溶鋼が多量に飛散することがある。このようなことから、ガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さΔｈｇと溶鋼深さＨｍとの比（Δｈｇ／Ｈｍ）は、０．１〜０．４５としている。
In addition, since it is important that the molten steel swells by gas stirring and enhances the reaction in bare water, as shown in the equation (6), the swell height Δh g and the molten steel depth H m of the molten steel by gas stirring are obtained. The ratio (Δh g / H m ) was defined.
When Δh g / H m <0.1, the area of bare hot water is small, so the dehydrogenation reaction is difficult to proceed. When Δh g / H m > 0.45, the area of naked hot water is large and the dehydrogenation reaction can be promoted. When Δh g / H m is around 0.45, the effect of promoting dehydrogenation is saturated, and if it is larger than this, a large amount of molten steel may be scattered during the refining treatment. For this reason, the ratio of the swelling height Delta] h g and the molten steel depth H m of the molten steel by stirring gas (Δh g / H m) is directed to 0.1 to 0.45.
以上、本発明によれば、式（１）及び式（２）を満たすように、ガス吹き込み部９を設けたうえで、真空度Ｐａ＝０．００４ａｔｍ以下、スラグ厚みＨｓ＝１０〜１００ｍｍとし、さらにスラグに関して、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝１〜３、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝２．５〜１５質量％としている。さらに、電磁攪拌による攪拌動力密度を１〜５．５Ｗ／ｔ、ガス攪拌による攪拌動力密度を４０〜１８０Ｗ／ｔ、溶鋼の裸湯面積Ｓと取鍋３の断面積Ｓ０との比であるＳ／Ｓ０を０．２５以上、ガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さΔｈｇと溶鋼深さＨｍとの比であるΔｈｇ／Ｈｍを０．１〜０．４５としている。そして、取鍋精錬処理１後の溶鋼内の［Ｈ］を１．５ｐｐｍ以下に素早くしている。 As described above, according to the present invention, to satisfy equation (1) and (2), upon which is provided a gas blowing portion 9, following vacuum of Pa = 0.004atm, the slag thickness H s = 10 to 100 mm Further, regarding slag, CaO / SiO 2 = 1.2 to 5, CaO / Al 2 O 3 = 1 to 3, T.I. Fe + MnO = 2.5 to 15% by mass. Furthermore, the stirring power density by electromagnetic stirring is 1 to 5.5 W / t, the stirring power density by gas stirring is 40 to 180 W / t, and the ratio of the bare hot metal area S of the molten steel to the cross-sectional area S 0 of the ladle 3 S / S 0 of 0.25 or more, and with a Delta] h g / H m which is the ratio of the swelling height Delta] h g and the molten steel depth H m of the molten steel by stirring gas 0.1 to 0.45. And [H] in the molten steel after the ladle refining process 1 is quickly made 1.5 ppm or less.
表１〜６は、本発明の取鍋３内の溶鋼の脱水素方法により精錬処理を行った実施例と、この実施例とは別の方法により精錬処理を行った比較例とをまとめたものである。 Tables 1 to 6 summarize the examples in which the refining treatment was performed by the method for dehydrogenating molten steel in the ladle 3 of the present invention and the comparative examples in which the refining treatment was performed by a method different from this example. It is.
実施例及び比較例では、転炉での脱炭処理が終了後、二次精錬時に上述した取鍋精錬処理１（溶鋼の脱水素）を行うこととした。取鍋精錬処理１では、１００ｔクラスで且つ取鍋３直径Ｄが２．１５〜３．３５ｍの取鍋３を用いた。溶鋼深さＨｍは１．６２〜３．９３ｍとし、溶鋼温度Ｔｍは１８７３Ｋとした。なお、溶鋼温度は、真空処理開始時に、１８７３Ｋに調整した。また、処理前の溶鋼中の［Ｈ］ｉは、４．８〜５．２ｐｐｍとし、前処理にて頻度が多い５ｐｐｍをベース条件とした。取鍋精錬処理１時のスラグ厚みＨｓは１０〜１５０ｍｍとした。スラグ厚みＨｓは、真空処理前に鉄棒を挿入して測定した。取鍋３精錬時（精錬時）のスラグは、ＣａＯ−Ａｌ２Ｏ３−ＳｉＯ２−ＭｇＯ−Ｔ.Ｆｅ−ＭｎＯ系とした。 In the examples and comparative examples, after the decarburization process in the converter was completed, the ladle refining process 1 (dehydrogenation of molten steel) described above was performed during the secondary refining. In the ladle refining process 1, a ladle 3 of 100 t class and a ladle 3 diameter D of 2.15 to 3.35 m was used. The molten steel depth H m is a 1.62～3.93M, molten steel temperature the T m was 1873K. The molten steel temperature was adjusted to 1873K at the start of vacuum processing. [H] i in the molten steel before treatment was set to 4.8 to 5.2 ppm, and 5 ppm frequently used in the pretreatment was used as a base condition. Slag thickness H s o'clock ladle refining process 1 was 10~150mm. Slag thickness H s was determined by inserting a steel rod before vacuum treatment. The slag at the time of refining the ladle 3 (during refining) was CaO—Al 2 O 3 —SiO 2 —MgO—T.Fe—MnO.
具体的には、転炉で一次精錬後であって溶鋼を、まず、取鍋精錬処理１を行うための取鍋３に出鋼した。出鋼時には、ＣａＯ−ＳｉＯ２−ＭｇＯ−Ｔ.Ｆｅ−ＭｎＯ系の転炉スラグが取鍋３に混入したが、取鍋３精錬前にスラグの除滓は行わず、転炉スラグが入った状態で取鍋３精錬を行うこととした。また、溶鋼の出鋼時には、Ａｌによる弱脱酸を行うと共に、真空処理前には、Ａｌによる昇熱等とスラグ組成調整のためＣａＯ源（焼石灰）を少量添加した。なお、真空処理前と真空処理後とにおいて、Ａｌ２Ｏ３が若干増加したり、Ｔ.Ｆｅ＋ＭｎＯが若干減少したものの、いずれも、真空処理前後では実質的に変化無しとみなせる程度であった。また、「なお、鉄と鋼、６８（１９８２）、Ｓ８６６」によれば、脱水素効果は溶鋼脱酸レベルに影響され、セミキルドで真空処理を行った方がＣＯボイリングの影響等で脱水素速度が速くなることが知られているが、溶鋼の出鋼時におけるＡｌによる脱酸は可能な範囲で弱脱酸とした。 Specifically, after the primary refining in the converter, the molten steel was first put into a ladle 3 for performing the ladle refining treatment 1. At the time of steelmaking, CaO—SiO 2 —MgO—T.Fe—MnO-based converter slag was mixed in the ladle 3, but the slag was not removed before refining the ladle 3, and the converter slag entered. The ladle 3 was refined in the state. In addition, when the molten steel was produced, weak deoxidation with Al was performed, and before the vacuum treatment, a small amount of CaO source (burnt lime) was added to adjust the slag composition, such as heating with Al. It should be noted that Al 2 O 3 slightly increased and T.Fe + MnO slightly decreased before and after the vacuum treatment, but both were considered to be substantially unchanged before and after the vacuum treatment. In addition, according to “Iron and Steel, 68 (1982), S866”, the dehydrogenation effect is affected by the level of deoxidation of molten steel, and the dehydrogenation rate is higher when semi-killed vacuum treatment is performed due to the influence of CO boiling. However, it is known that the deoxidation with Al at the time of the molten steel is made as weak as possible.
まとめると、取鍋精錬処理１において、スラグの組成は、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５．５、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝０．８〜３．５、ＭｇＯは７質量％程度、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝１．７５〜２０質量％とした。
真空処理の時間を１５分とした。真空処理の時間は、取鍋３の上部に蓋体４を設置した後、真空引きを行う排気装置を作動させて真空引きを開始すると同時に、電磁攪拌とガス攪拌とを一緒に行った時間とした。また、真空処理の時間は、例えば、特許第３７４９６２２号公報、特開平０８−１７０１１５号公報に示されているように一般的な処理時間とした。真空処理時での真空度（到達真空度）Ｐａは、０．０００４〜０．００７ａｔｍとした。電磁攪拌における周波数（電磁誘導コイルの周波数）ｆは１．０Ｈｚとし、供給電力Ｅは８８〜４４０ｋＷとした。供給電力は、電流を制御することにより調整した。ガス攪拌は上述したガス吹き込み装置を用いた。即ち、ポーラスプラグでのガス攪拌では取鍋３の底部に設けた１つのポーラスプラグを用いて行い、バブリングランスでのガス攪拌では取鍋３の上部から耐火物製の１本のバブリングランスを用いて行った。ポーラスプラグやバブリングランスによるガス攪拌では、いずれの場合でも、ガス吹き込み部９の位置をｘ／ｄ＝−０．４０〜０．４５、ｙ／Ｄ＝０〜０．４５の範囲内とした。ガス吹き込み深さＨｇは１〜３．９３ｍとした。ポーラスプラグの場合は、ガス吹き込み深さＨｇは溶鋼深さとなるが、バブリングランスの場合は、ランスを浸漬した深さ（上からのガス吹き込み部９までの長さ）がガス吹き込み深さＨｇとなる。ガスの流量Ｑｇは０〜２８０Ｎｍ３／ｍｉｎとし、処理中を通じて一定値とした。なお、操業阻害（溶鋼飛散、スラグフォーミング）が発生した場合は、ガス流量Ｑｇは低下させた。攪拌状態における裸湯面積Ｓは０．４〜５．９ｍ２とした。裸湯面積Ｓの測定は、取鍋３の蓋体４に設けた監視モニターを用いて、真空処理中に湯面状態を確認した。即ち、電磁攪拌とガス攪拌とが定常状態に達した後の湯面上の画像（監視モニターに写った湯面上の画像）を撮像して裸湯面積を求めた。なお、監視モニターに写った溶鋼とスラグは、色の違いから区別でき、裸湯面積はスラグを除いたものと定義して求めた。実施例及び比較例では、取鍋精錬処理１前の溶鋼の水素濃度を[Ｈ]ｉとし、取鍋精錬処理１後の水素濃度を[Ｈ]ｆとし、脱水素率ηＨについて評価を行った。脱水素率ηＨは、ηＨ＝１００×（[Ｈ]ｉ−[Ｈ]ｆ）／[Ｈ]ｉにより求めた。
In summary, in the ladle refining process 1, the composition of the slag is CaO / SiO 2 = 1.2 to 5.5, CaO / Al 2 O 3 = 0.8 to 3.5, MgO is about 7% by mass, T.A. Fe + MnO = 1.75 to 20% by mass.
The vacuum treatment time was 15 minutes. The time for the vacuum treatment is the time when the vacuum body is started by operating the exhaust device that performs vacuuming after the lid 4 is installed on the upper portion of the ladle 3, and at the same time the electromagnetic stirring and the gas stirring are performed together. did. The vacuum processing time is set to a general processing time as disclosed in, for example, Japanese Patent No. 3794622 and Japanese Patent Application Laid-Open No. 08-170115. The degree of vacuum (degree of ultimate vacuum) Pa during vacuum processing was set to 0.0004 to 0.007 atm. The frequency in electromagnetic stirring (frequency of the electromagnetic induction coil) f was 1.0 Hz, and the supplied power E was 88 to 440 kW. The supplied power was adjusted by controlling the current. The gas agitation apparatus described above was used for gas stirring. In other words, gas stirring with a porous plug is performed using one porous plug provided at the bottom of the ladle 3, and gas stirring with a bubbling lance is performed using one bubbling lance made of refractory from the top of the ladle 3. I went. In any case of gas agitation using a porous plug or a bubbling lance, the position of the gas blowing portion 9 was set within the ranges of x / d = −0.40 to 0.45 and y / D = 0 to 0.45. Gas blowing depth H g was 1～3.93M. For porous plug, but the depth H g blowing gas becomes molten steel depth, in the case of bubbling lance, the depth was immersed lance (length to the gas blowing section 9 from above) is blown gas depth H g . Flow rate Q g of gas was set to 0~280Nm 3 / min, and a constant value throughout the process. In addition, when the operation inhibition (molten steel scattering, slag forming) occurred, the gas flow rate Qg was decreased. Bare hot water area S in the stirring state was 0.4 to 5.9 m 2 . The measurement of the bare hot water area S was performed using a monitoring monitor provided on the lid 4 of the ladle 3 to confirm the state of the hot water surface during the vacuum treatment. That is, an image on the hot water surface after the electromagnetic stirring and gas stirring reached a steady state (an image on the hot water surface shown on the monitor) was obtained to obtain the bare hot water area. The molten steel and slag shown on the monitoring monitor can be distinguished from each other due to the difference in color, and the bare hot water area was determined by excluding the slag. In the examples and comparative examples, the hydrogen concentration of the molten steel before ladle refining treatment 1 is [H] i , the hydrogen concentration after ladle refining treatment 1 is [H] f , and the dehydrogenation rate η H is evaluated. It was. The dehydrogenation rate η H was determined by η H = 100 × ([H] i − [H] f ) / [H] i .
実施例１〜５７では、ガス吹き込み部９のｘ座標の位置は「ｘ≦２／５Ｄ」を満たし、ｙ座標の位置は「−３／１０Ｄ≦ｙ≦３／１０Ｄ」を満たしている（ガス吹き込み部９の位置の欄）。また、実施例では、取鍋３内の真空度Ｐａは０．００４ａｔｍ以下、スラグ厚みＨｓは１０〜１００ｍｍ（真空度、スラグ厚みの欄）、スラグの組成に関し、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝１〜３、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝２．５〜１５質量％としている（スラグ組成の欄）。さらに実施例では、電磁攪拌による攪拌動力密度εｍは１〜５．５Ｗ／ｔ、ガス攪拌による攪拌動力密度εｇは４０〜１８０Ｗ／ｔであり（電磁攪拌及びガス攪拌の欄）、Ｓ／Ｓ０は０．２５以上（面積比の欄）、Δｈｇ／Ｈｍは０．１〜０．４５としている（盛り上がり高さの欄）。その結果、実施例では、確実に、取鍋精錬処理１後の溶鋼内の水素濃度を１．５ｐｐｍ以下にすることができると共に、脱水素率ηＨを向上させることができた。 In Examples 1 to 57, the position of the x coordinate of the gas blowing section 9 satisfies “x ≦ 2 / 5D”, and the position of the y coordinate satisfies “−3 / 10D ≦ y ≦ 3 / 10D” (gas Column of the position of the blowing part 9). In the embodiment, the vacuum degree Pa in the ladle 3 0.004atm hereinafter slag thickness H s is 10 to 100 mm (vacuum, column slag thickness) relates the composition of the slag, CaO / SiO 2 = 1. 2~5, CaO / Al 2 O 3 = 1~3, T. Fe + MnO = 2.5-15% by mass (column of slag composition). Further, in the examples, the stirring power density ε m by electromagnetic stirring is 1 to 5.5 W / t, the stirring power density ε g by gas stirring is 40 to 180 W / t (column of electromagnetic stirring and gas stirring), and S / S 0 is 0.25 or more (area ratio column), and Δh g / H m is 0.1 to 0.45 (rise height column). As a result, in the example, the hydrogen concentration in the molten steel after the ladle refining treatment 1 could be reliably reduced to 1.5 ppm or less, and the dehydrogenation rate η H could be improved.
一方、比較例５８〜１００では、ガス吹き込み部９の位置、真空度、スラグ厚み、スラグ組成、電磁攪拌による攪拌動力密度εｍ、ガス攪拌による攪拌動力密度εｇ、Ｓ／Ｓ０、Δｈｇ／Ｈｍのいずれかが上述した規定を満たしていないため、取鍋精錬処理１後の溶鋼内の水素濃度を１．５ｐｐｍ以下にすることができず、脱水素率ηＨを向上させることができなかった。 On the other hand, in Comparative Examples 58 to 100, the position of the gas blowing section 9, the degree of vacuum, the slag thickness, the slag composition, the stirring power density ε m by electromagnetic stirring, the stirring power density ε g by gas stirring, S / S 0 , Δh g / H m does not satisfy the above-mentioned rule, so the hydrogen concentration in the molten steel after the ladle refining treatment 1 cannot be made 1.5 ppm or less, and the dehydrogenation rate η H can be improved. could not.
図４〜図１４は、脱水素率ηＨと各種ファクターとの関係をまとめたものである。図４、５に示すように、ガス吹き込み部９の位置に関して上述した規定を満たした実施例は、比較例に比べて脱水素率が向上している。同様に、図６〜１４に示すように、到達真空度Ｐａ、スラグの厚みＨｓ、スラグの組成（ＣａＯ／ＳｉＯ２、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ）、電磁攪拌による攪拌動力密度εｍ、ガス攪拌による攪拌動力密度εｇ、Ｓ／Ｓ０、Δｈｇ／Ｈｍのそれぞれに関して実施例は、比較例に比べて脱水素率が向上している。以上、本発明の取鍋３内の溶鋼の脱水素方法によれば、脱水素率を向上させることができる。 4 to 14 summarize the relationship between the dehydrogenation rate η H and various factors. As shown in FIGS. 4 and 5, the dehydrogenation rate of the example satisfying the above-mentioned regulations regarding the position of the gas blowing portion 9 is improved as compared with the comparative example. Similarly, as shown in FIGS. 6 to 14, ultimate vacuum Pa, slag thickness H s , slag composition (CaO / SiO 2 , CaO / Al 2 O 3 , T.Fe + MnO), stirring power density by electromagnetic stirring In each example of ε m , stirring power density ε g , S / S 0 , and Δh g / H m by gas stirring, the dehydrogenation rate is improved in comparison with the comparative example. As mentioned above, according to the dehydrogenation method of the molten steel in the ladle 3 of this invention, a dehydrogenation rate can be improved.
なお、今回開示された実施形態はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。特に、今回開示された実施形態において、明示的に開示されていない事項、例えば、運転条件や操業条件、各種パラメータ、構成物の寸法、重量、体積などは、当業者が通常実施する範囲を逸脱するものではなく、通常の当業者であれば、容易に想定することが可能な値を採用している。 The embodiment disclosed this time should be considered as illustrative in all points and not restrictive. In particular, in the embodiment disclosed this time, matters that are not explicitly disclosed, for example, operating conditions and operating conditions, various parameters, dimensions, weights, volumes, and the like of a component deviate from a range that a person skilled in the art normally performs. Instead, values that can be easily assumed by those skilled in the art are employed.
１ 取鍋精錬装置
２ 溶鋼
３ 取鍋
４ 蓋体
５ スターラ（電磁誘導コイル）
７ ポーラスプラグ
８ 排気口
９ ガス吹き込み部
1 Ladle refining equipment 2 Molten steel 3 Ladle 4 Lid 5 Stirrer (Electromagnetic induction coil)
7 Porous plug 8 Exhaust port 9 Gas inlet
Claims (1)
前記取鍋の中心を原点Ｏとし、前記原点Ｏを通り且つ前記電磁攪拌を行う電磁攪拌装置に向かう軸をＸ軸とし、前記原点Ｏを通り且つＸ軸と直交する軸をｙ軸としたとき、式（１）及び式（２）を満たす領域に前記ガス攪拌のためのガスを吹き込むガス吹き込み部を設置しておき、
溶鋼の脱水素を行う際には、前記取鍋内の真空度Ｐａを０．００４ａｔｍ以下とし、スラグ厚みＨｓを１０〜１００ｍｍとし、スラグに関して、ＣａＯ／ＳｉＯ２＝１．２〜５、ＣａＯ／Ａｌ２Ｏ３＝１〜３、Ｔ．Ｆｅ＋ＭｎＯ＝２．５〜１５質量％とし、電磁攪拌による攪拌動力密度が式（３）を満たすようにし、ガス攪拌による攪拌動力密度が式（４）に満たすようにし、
さらに、溶鋼の裸湯面積Ｓと取鍋の断面積Ｓ０との比を式（５）を満たすようにし、ガス攪拌による溶鋼の盛り上がり高さΔｈｇと溶鋼深さＨｍとの比を式（６）を満たすようにして、溶鋼内の［Ｈ］を１．５ｐｐｍ以下にすることを特徴とする溶鋼の高効率脱水素方法。
When the center of the ladle is the origin O, the axis passing through the origin O and going to the electromagnetic stirring device that performs the electromagnetic stirring is the X axis, and the axis passing through the origin O and orthogonal to the X axis is the y axis In addition, a gas blowing section for blowing the gas for gas stirring is installed in a region satisfying the formula (1) and the formula (2),
When performing the dehydrogenation of the molten steel, the degree of vacuum Pa in the ladle is less 0.004Atm, the slag thickness H s and 10 to 100 mm, with respect to the slag, CaO / SiO 2 = 1.2~5, CaO / Al 2 O 3 = 1~3, T. Fe + MnO = 2.5 to 15% by mass, the stirring power density by electromagnetic stirring satisfies Formula (3), the stirring power density by gas stirring satisfies Formula (4),
Furthermore, the ratio between the bare steel area S of the molten steel and the cross-sectional area S 0 of the ladle satisfies the formula (5), and the ratio between the rising height Δh g of the molten steel by the gas stirring and the molten steel depth H m is given by (6) A high-efficiency dehydrogenation method for molten steel characterized in that [H] in the molten steel is adjusted to 1.5 ppm or less.
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