JP2020180341A - 極低窒素鋼の溶製方法 - Google Patents
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Abstract
Description
d[N]/dt=−Ak/V・([N]2−[N]e 2) ・・・(6)
k=15/(1+161aO+63.4aS)2 ・・・(7)
ここで、k:脱窒反応速度定数、A:真空槽断面積(m2)、V:溶鋼体積(m3)、[N]:溶鋼中N濃度(質量%)、[N]e:平衡溶鋼中N濃度(質量%)、aO:溶鋼の酸素活量、aS:溶鋼の硫黄活量である。
(1)
取鍋に出鋼した転炉吹錬後の溶鋼に対して、取鍋精錬装置にてガス攪拌を伴うスラグ精錬を施し、質量%でAl濃度:0.02%以上、S濃度:0.0020%以下の成分を含む溶鋼とした後、真空脱ガス装置において脱窒処理を実施する極低窒素鋼の溶製方法であって、以下の(1)式に示す時期にCa純分で0.20〜0.40kg/tonのCa合金を添加し、次いで前記真空脱ガス装置において、減圧精錬装置内の圧力を8.0kPa未満とした後に脱窒処理を実施することを特徴とする、極低窒素鋼の溶製方法。
tL.Ca/tL.Total>0.85 ・・・(1)
ここで、tL.Ca:前記取鍋精錬装置にてガス吹込みを開始した時点から、Ca合金の添加を開始するまでの時間(min)、tL.Total:前記スラグ精錬の全時間(min)である。
(2)
前記真空脱ガス装置として環流型真空脱ガス装置を用い、以下の(2)〜(5)式に示す条件で脱窒処理を実施することを特徴とする、上記(1)に記載の極低窒素鋼の溶製方法。
5.00<ε<10.00 ・・・(2)
ε=371GT{ln(1+ρg(H+h)/P)+0.06(1−Tg/T)}/W ・・・(3)
W=ρ・A・h ・・・(4)
h=(P0−P)/ρg+Hd−H ・・・(5)
ここで、ε:真空槽内での攪拌動力密度(W/kg)、G:環流ガス流量(Nm3/s)、ρ:溶鋼密度(=7000kg/m3)、g:重力加速度(m/s2)、H:浸漬管下端〜真空槽槽底間距離(m)、h:真空槽内の溶鋼の浴深(m)、P:真空槽内圧力(Pa)、Tg:吹込みガス温度(K)、T:溶鋼温度(K)、W:真空槽内の溶鋼質量(kg)、A:真空槽断面積(m2)、P0:大気圧(Pa)、Hd:浸漬管の浸漬深さ(m)である。
tL.Ca/tL.Total>0.85 ・・・(1)
ここで、tL.Ca:前記取鍋精錬装置にてガス吹込みを開始した時点から、Ca合金の添加を開始するまでの時間(min)、tL.Total:前記スラグ精錬の全時間(min)である。
5.00<ε<10.00 ・・・(2)
ε=371GT{ln(1+ρg(H+h)/P)+0.06(1−Tg/T)}/W ・・・(3)
W=ρ・A・h ・・・(4)
h=(P0−P)/ρg+Hd−H ・・・(5)
ここで、ε:真空槽内での攪拌動力密度(W/kg)、G:環流ガス流量(Nm3/s)、ρ:溶鋼密度(=7000kg/m3)、g:重力加速度(m/s2)、H:浸漬管下端〜真空槽槽底間距離(m)、h:真空槽内の溶鋼の浴深(m)、P:真空槽内圧力(Pa)、Tg:吹込みガス温度(K)、T:溶鋼温度(K)、W:真空槽内の溶鋼質量(kg)、A:真空槽断面積(m2)、P0:大気圧(Pa)、Hd:浸漬管の浸漬深さ(m)である。
低窒素化のニーズはS濃度の低い厚板材で多く、該当鋼種の一般的な成分範囲を対象とする。Al濃度が0.02%未満であったり、S濃度が0.002%を超えていたりする鋼種は、溶鋼のO濃度及び/又はS濃度が高いことから、転炉から取鍋に出鋼する際の出鋼流における吸窒が生じにくいため、N濃度が高くなりにくい鋼種である。このような鋼種はN濃度がもともと低位であるため脱窒する必要がなく、発明対象から外した。溶鋼成分をこの範囲とするために、スラグ精錬で脱酸、脱硫を行う。なお、S濃度に関しては、それよりも前工程で脱硫を行い、これらの成分範囲に調整してもよい。また、Al濃度の上限値は、各鋼材の必要Al含有量に基づき決定される。
Ca合金を添加するのが早すぎると、その分だけ溶鋼中に添加されたCaが脱窒処理前までに多く蒸発してしまう。さらにスラグ精錬中の溶鋼の酸素活量aOが下がり、溶鋼の吸窒量が増加してしまうため、スラグ精錬時間の85%超が経過してからCa合金の添加を開始する。なお、スラグ精錬後にCa合金を添加してもよい。スラグ精錬を終えた後にCaを添加した場合はtL.Ca/tL.Totalが1.0を超えることになる。但し、後工程において真空脱ガス装置で真空引きする前にCaの添加を終了する必要がある。また、スラグ精錬は、取鍋に出鋼した溶鋼に対してガスの吹込み及びスラグの攪拌を開始してから、ガスの吹込みを停止し攪拌を終了するまでの間とする。
本発明者らは、Caをどの程度添加すれば脱窒効果が最も得られるかを検証するための実験を行った。図1は、真空脱ガス前のCa濃度と、RH型真空脱ガス装置での脱窒増加量(白い丸印)および取鍋での吸窒増加量(黒い丸印)との関係を示す図である。ここでの増加量とは、Caを添加しない条件に対する吸窒量あるいは脱窒量の増加量を示す。図1に示すように、Ca濃度の増加により脱窒量は単調に増加するもののCa濃度が70ppm前後で脱窒効果が飽和し、一方で取鍋での吸窒量はCa濃度が70ppmを超えても大きく増加してしまうことがわかる。
真空脱ガス装置での脱窒反応は界面化学反応律速であり、圧力の影響は小さい。しかしながら、圧力が高すぎると雰囲気での窒素分圧が高くなり、脱窒速度が低下してしまう。さらに、RH型真空脱ガス装置を用いる場合には、溶鋼の環流速度が著しく低下してしまい、真空槽内への窒素の供給が停滞してしまう。このため、減圧精錬装置内の圧力は8.0kPa未満とする。
RH型真空脱ガス装置を用いて脱窒処理を行う場合に、真空槽内での溶鋼の撹拌が強すぎると真空槽内でのCaの蒸発が顕著に生じてしまい、Caの強脱酸による脱窒促進効果が大きく低下してしまう。よって、真空槽内の攪拌動力密度εを10.0未満とすることが好ましい。ただし、攪拌動力密度εが小さくなりすぎると、溶鋼の環流速度が著しく低くなり、上述した理由により脱窒反応が悪化してしまうため、真空槽内の攪拌動力密度εを5.0超とすることが好ましい。なお、攪拌動力密度εの値は、環流ガス流量を変更させる以外にも浴深を変更することで制御できる。
C濃度:0.05〜0.20質量%
Si濃度:0.05〜0.30質量%
Mn濃度:0.50〜1.50質量%
[スラグ組成]
CaO/Al2O3:1.5〜3.0
CaO+Al2O3:70〜90質量%
SiO2:10質量%未満
MgO:10質量%未満
[その他]
Ca合金:CaSi
浸漬管底部〜真空槽槽底間距離H:1.4m
真空槽断面積A:4.0m2
Ch.11はCa合金を添加するのが早すぎたため、その分Caが攪拌によって蒸発してしまい、脱窒量が低かった。Ch.12は添加したCa原単位が不足していたため、脱窒量が低かった。また、Ch.13は真空槽内の圧力が高かったため、窒素分圧が高くなって脱窒速度が低下し、脱窒量が低かった。
Claims (2)
- 取鍋に出鋼した転炉吹錬後の溶鋼に対して、取鍋精錬装置にてガス攪拌を伴うスラグ精錬を施し、質量%でAl濃度:0.02%以上、S濃度:0.0020%以下の成分を含む溶鋼とした後、真空脱ガス装置において脱窒処理を実施する極低窒素鋼の溶製方法であって、以下の(1)式に示す時期にCa純分で0.20〜0.40kg/tonのCa合金を添加し、次いで前記真空脱ガス装置において、減圧精錬装置内の圧力を8.0kPa未満とした後に脱窒処理を実施することを特徴とする、極低窒素鋼の溶製方法。
tL.Ca/tL.Total>0.85 ・・・(1)
ここで、tL.Ca:前記取鍋精錬装置にてガス吹込みを開始した時点から、Ca合金の添加を開始するまでの時間(min)、tL.Total:前記スラグ精錬の全時間(min)である。 - 前記真空脱ガス装置として環流型真空脱ガス装置を用い、以下の(2)〜(5)式に示す条件で脱窒処理を実施することを特徴とする、請求項1に記載の極低窒素鋼の溶製方法。
5.00<ε<10.00 ・・・(2)
ε=371GT{ln(1+ρg(H+h)/P)+0.06(1−Tg/T)}/W ・・・(3)
W=ρ・A・h ・・・(4)
h=(P0−P)/ρg+Hd−H ・・・(5)
ここで、ε:真空槽内での攪拌動力密度(W/kg)、G:環流ガス流量(Nm3/s)、ρ:溶鋼密度(=7000kg/m3)、g:重力加速度(m/s2)、H:浸漬管下端〜真空槽槽底間距離(m)、h:真空槽内の溶鋼の浴深(m)、P:真空槽内圧力(Pa)、Tg:吹込みガス温度(K)、T:溶鋼温度(K)、W:真空槽内の溶鋼質量(kg)、A:真空槽断面積(m2)、P0:大気圧(Pa)、Hd:浸漬管の浸漬深さ(m)である。
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