JP3070416B2 - 溶鋼の真空脱ガス方法 - Google Patents
溶鋼の真空脱ガス方法Info
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Description
関する。
はDH法、RH法が採用されている。
を取鍋内溶鋼に浸漬し、真空槽あるいは取鍋を上下方向
に昇降下降を繰り返し、真空槽と取鍋との間の溶鋼循環
を確保することにより、溶鋼を脱ガス処理する方法であ
る。RH法は、2本の浸漬管を有する真空槽を取鍋内溶
鋼に浸漬し、真空槽内に溶鋼を吸い上げた状態で、一方
の浸漬管(上昇管)から流す還流用ガスのリフトポンプ
効果により取鍋内溶鋼を真空槽内へ導き、真空槽内から
他方の浸漬管(下降管)を介して取鍋内へ戻すことによ
り、溶鋼の循環流動を確保し、脱ガス・成分調整・温度
調整などを行う方法である。
求が高まり、従来のDH法やRH法では得られないよう
な極低炭素、極低水素および極低窒素を同時に満足させ
た鋼が求められるようになっている。しかし、無理に従
来のDH法、RH法で処理を行おうとすれば、処理時間
が非常に長くなり、温度補償の問題も含めて生産性に大
きな問題が生じてしまう。
脱ガス能力の高い、以下の三つの精錬方法が提案されて
いる。
径の大きいシュノーケルを浸漬し、シュノーケル内を減
圧排気して溶融金属を吸い上げながら、シュノーケル内
下端部の内周面全域からアルゴンガスを吹き込んで脱ガ
スを行う真空脱ガス法が提案されている。この方法で
は、溶融金属は壁面に沿うアルゴンガスバブリングによ
ってシュノーケル内周壁に沿う上昇流を、シュノーケル
の中央部で下降流を、それぞれ形成させることで溶融金
属の循環が行われる。ここで、シュノーケル内壁および
その下方延長面、取鍋底面、さらにシュノーケル内の溶
融金属浴面で囲まれる部分の溶融金属の容積W1 と、取
鍋内の溶融金属全体の容積W0 との関係をW1 /W0 ≧
0.4 としている。
部を形成する下向き開口筒体内の減圧時吸上溶融金属量
を可及的に大ならしめておき、筒体内の吸上溶融金属に
対して、羽口側溶融金属には上昇流を、対面側には下降
流を与え、処理溶融金属全体を撹拌混合せしめるように
遍在設置せしめた1以上の羽口から撹拌兼精錬用ガスを
吹き込む溶融金属の減圧精錬法」および「減圧装置の浸
漬管下縁部近傍の側壁に浸漬管中心角 120゜範囲内に複
数個ないし1個の撹拌兼精錬用ガス吹込用重管羽口を設
けてなる溶融金属の減圧精錬装置」が提案されている。
さらに、「良好な浴混合を行うためには溶鋼吸入率を可
及的に大きく、少なくとも15%以上確保できるように
設計することが望ましい」とある。
排気口を設けた円筒容器の下部を溶鋼中へ浸漬し、円筒
容器内を減圧することにより溶鋼をこの容器内に吸上げ
ながら、容器の下端付近内面側から溶鋼内へ不活性ガス
を吹き込み、円筒容器内で溶鋼の上昇流と下降流からな
る循環流を形成して脱ガスを行う溶鋼の真空脱ガス方法
において、(1) 円筒容器における下端浸漬部の内径(D)
と浸漬部下端からの溶鋼の吸上げ高さ(H) との比(D/H)
を1以上とすると共に、(2) 不活性ガスの吹き込みポイ
ントを円筒容器の中心角にして60度〜270度の範囲
とし、(3) 円筒容器の内周壁面の残部に面した溶鋼下降
流領域に分けて循環流を形成する溶鋼の真空脱ガス方
法」が提案されている。
法においても、以下の問題点がある。
ケル下方からガスを吹き込むとだけ記載されており、撹
拌や溶融金属の循環に及ぼす撹拌ガス羽口配置の効果に
ついては明らかではない。ガス吹込流量についても、撹
拌や循環に大きな影響を与えるにもかかわらず、その具
体的な量は明記されていない。さらに、前記の溶融金属
量比W1 /W0 ≧0.4 を満たすには、シュノーケル外側
を加圧状態にする必要があるため、設備的に実現性が低
い。
ーケル下方部からガスを吹き込む点は上記方法と同じで
あるが、羽口を偏在設置し、下降流領域を十分に確保す
ることにより溶湯循環量を確保しようとしている。しか
し、前記の溶鋼吸入率15%以上という望ましい条件
は、均一混合時間を低減し、浴の均一反応および金属添
加時の早期均一溶解を促進する目的で与えられたもので
ある。したがって、この発明方法では、脱ガス反応を促
進するための最適条件は明らかになっていない。
り、したがって、溶鋼吸入率15%という数字の定量的
意味も不明となってしまう。
の配置を中心角120度の範囲内にすると、溶鋼の上昇
流量域が小さすぎて、十分な循環流を形成することがで
きない。
ーケル下方部からガスを吹き込む羽口を偏在設置し、下
降流領域を十分に確保することにより溶鋼循環量を確保
しようとする点は、上記特開昭52-52109号公報の方法と
同じである。しかし、特開平5-271748号公報の方法は、
真空槽内の下端浸漬部の内径D と溶鋼吸い上げ高さ Hと
の比D/H を1以上とする条件のみに着目しているだけで
ある。したがって、溶鋼処理量あるいは取鍋形状に対し
て浸漬管内径が及ぼす影響は明らかではない。
に占める取鍋への循環流量の比を高めるという不可欠の
要件を満足するためになされたものである。したがっ
て、この条件は、脱ガス反応に着目した場合のシュノー
ケルサイズの最適条件とはいい難い。
撹拌用ガス吹込羽口の高さ方向の位置および撹拌ガス流
量の最適値は示されていない。
なく、極低炭素、極低水素、極低窒素の鋼を迅速に溶製
する真空脱ガス方法を提供することにある。
鋼の真空脱ガス方法にある。
浸漬したのち、浸漬管内を減圧することにより溶鋼を浸
漬管内に吸い上げ、浸漬管下端部の内壁に設けたガス吹
き込み用浸漬羽口から攪拌ガスを吹き込むにあたり、下
記〜の条件を満足することを特徴とする溶鋼の真空
脱ガス方法。
20度以上240度以下の範囲にあること。
D0 を、0.5以上0.8以下とすること。
当たりの撹拌動力ε/A〔Watt/(ton・m2) 〕が、10以
上であること。
Po) }/(W・A) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm3/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、 ρ: 溶鋼密度(kg/m3) 、 g:重力加速度(m/s2)、 h:撹拌ガス吹込み深さ(m)、Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処理溶鋼量(ton) 、 A:浸漬管内水平断面積(m
2)。
置例を説明する。図1は、ガス吹き込み用浸漬羽口3を
浸漬管2の下端部内壁に設けた装置を示す図である。図
1(a) は真空排気した状況を示す縦断面図、図1(b) は
図1(a) の浸漬羽口3の線における水平断面の概略図で
ある。
いて、次のような方法で真空脱ガスを行う。
弱脱酸で取鍋1へ出鋼し、1本足を備えた筒状浸漬管2
を取鍋1内の溶鋼4に浸漬し、浸漬管2内を真空排気し
て減圧し、溶鋼4を浸漬管2内へ吸い上げ、浸漬管2の
下端部内壁に設けた浸漬羽口3から攪拌用ガスを吹き込
みながら真空精錬を行う。Dは浸漬管内径、D0 は取鍋
内径、hは浸漬羽口3から吹き込む撹拌ガスの吹込み深
さ、θは浸漬管の中心角(浸漬羽口3の設置範囲)およ
びΔθは浸漬羽口3を設置する際の羽口間角度である。
などを用いることができる。
および望ましい条件について説明する。
数個とし、それらの位置の範囲は浸漬管の中心角(θ)
で120度以上240度以下が必須条件であり、羽口間
角度Δθの望ましい範囲は5度以上30度以下である。
浸漬管下端部の望ましい位置の範囲は、浸漬管下端から
100mm以上500mm以下である。
の溶鋼流動が十分でなく、浸漬管内の真空雰囲気に接す
る溶鋼の脱ガス反応界面への溶鋼供給が脱ガスの律速原
因となってしまう。
設置角度θの影響を示す図である。
濃度〔H〕と下記式から求めた。
度の範囲で速くなる。
は浸漬管内の溶鋼上昇流域が下降流域よりも小さくな
り、下降流域での溶鋼の下降流速が著しく低下してしま
い、浸漬管内溶鋼と取鍋内溶鋼との入れ替え循環速度が
小さくなるためである。一方、240度を超える角度に
すると、上記と逆に浸漬管内の溶鋼上昇流域が下降流域
よりも大きくなって下降流域面積が相対的に小さくな
り、上昇流域の溶鋼上昇流との干渉により、溶鋼の下降
流が十分に取鍋内に侵入しなくなる。
ガスは、上昇流域内で平均的に分散させる必要がある。
羽口間角度Δθで5度以上が望ましいのは、5度未満で
は隣接した羽口から吹き込まれたガスが合体し、上昇流
を生じせしめる効率が低下するためである。30度以下
が望ましいのは、30度より大きい角度にすると羽口間
で局所的にガスの存在分布が粗になる領域が生じ、局所
的に上昇流を生じせしめる効率が低下するためである。
mm未満では、浸漬管下端部の溶損量は小さくなるが、浸
漬羽口の損傷につながる。一方、500mmを超えると、
浸漬管内湯面に近くなりすぎるために、スプラッシュが
増大し、浸漬管内地金着きによる操業阻害が生ずる。
D/D0 を、0.5以上0.8以下とした理由について
述べる。
の影響を示す図である。図示するように、脱水素反応速
度はD/D0 が0.5以上で速くなる。
側の脱ガス反応に有効に寄与する反応界面積が減少して
しまう。有効反応界面積を確保するために必要な浸漬管
内径Dの条件を種々検討した結果、浸漬管内径Dと取鍋
内径D0 との比D/D0 が、0.5未満になると脱ガス
速度が著しく低下する。望ましいのは0.6以上であ
る。一方、浸漬管内径Dを取鍋内径D0 と等しくなるま
で大きくすることはできない。操業上、浸漬管と取鍋と
のクリアランスを確保することを考慮すると、D/D0
の上限は0.8である。
イズを最適化した場合でも、脱ガス不良となる場合があ
る。これは、浸漬管内の撹拌が十分で、かつ、浸漬管内
の反応界面積を確保しても、浸漬管内溶鋼と取鍋内溶鋼
との溶鋼の循環を確保しなければ、十分な脱ガス処理が
できないことに起因するものである。すなわち、浸漬管
内の脱ガス対象のガス成分の濃度が低下しても、取鍋内
溶鋼との交換・循環が生じないため、全体のこれらのガ
ス濃度が効果的に低下しないためである。そこで、溶鋼
の循環を効果的に行うための、撹拌ガス流量および浸漬
羽口3から撹拌ガスを吹き込むときの吹込み深さ(h)
を調査した。
二つの条件は、はそれぞれ独立に規定されるものではな
く、この両者は撹拌動力ε/A を定義する下記式 (1)中
の変数として表される。本発明方法では、下記式(1) で
定義される浸漬管内単位水平断面積当たりの撹拌動力ε
/Aが、10Watt/(ton ・m2) 以上であることが必須条件
となる。
Po) }/(W・A) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm3/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、 ρ: 溶鋼密度(kg/m3) 、 g:重力加速度(m/s2)、 h:撹拌ガス吹込み深さ(m)、Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処理溶鋼量(ton) 、 A:浸漬管内水平断面積(m
2)。
・m2) 以上に大きくすれば、浸漬管内の撹拌が十分に行
え、しかも、浸漬管内溶鋼と取鍋内溶鋼との循環交換も
著しく向上するのである。望ましいε/Aの上限は100
Watt/(ton ・m2) である。この値を超えると、スプラッ
シュが増大し、浸漬管内地金着きによる操業阻害が生ず
る。
ある程度増加すると、それ以上に撹拌や循環を増加させ
ても、脱ガス速度がさほど増加しない場合がある。これ
は、脱ガスでは、撹拌ガスへの溶鋼中脱ガス種成分の拡
散が律速となる場合があるためである。このような場合
には、撹拌ガス流量を増加させると、脱ガス速度向上効
果が促進される。ただし、ガス流量が増加し過ぎると、
浸漬管内のスプラッシュが増大し、浸漬管内地金付きや
地金の排気系への吸い込みなどが生じて安定操業に問題
が生じてしまう。さらに、撹拌ガス流量を増やしすぎる
と、真空ポンプの負荷が増大し、浸漬管内の圧力が低下
せず、脱ガスに必要な対象ガスの濃度が低下しなくな
り、このため脱ガス速度も低下してしまう場合もある。
したがって、操業上問題なく脱ガス速度を向上させるた
めには、全処理溶鋼量に対する撹拌ガス流量は、4Nl/
(min ・ton)以上、30Nl/(min ・ton)以下とすること
が望ましい。
大きな影響を与え、浸漬管内真空度を高める(圧力を低
下させる)ことが重要となる。到達真空度は攪拌ガス流
量と真空ポンプ排気能力との兼ね合いできまるため、脱
ガス時の浸漬管内力は100Torr以下とする必要があ
り、望ましいのは5Torr以下である。
あるいはインジェクションで供給する場合においても、
本発明条件内で処理を行うことにより、脱ガス処理が可
能である。例えば、脱炭処理を行う場合、脱炭速度は高
炭素濃度領域では酸素の供給律速となるため、特に、こ
の酸素供給は有効である。さらに、酸素を上吹きで昇降
ランスから、または浸漬管内壁に設置した浸漬羽口から
供給する場合には、脱炭によって生成したCOガスと供
給酸素との反応CO+1/2 O2 →CO2 (二次燃焼)に
より、浸漬管内の地金付着が減少すること、二次燃焼時
の発熱が溶鋼着熱に熱的に有利となること、などの利点
が生じる。
容した溶鋼中にθ、D/D0 およびε/Aを変化させて浸
漬管を浸漬し、浸漬管内を真空排気した状態で、内径3
mmの浸漬管羽口12本からアルゴンガスを0.5〜5.
0Nm3/min で吹き込んで溶鋼のガス撹拌を行い、脱水素
処理を行った。処理前水素濃度は5.5〜8.2 ppm、
脱水素処理時間は8〜12分間である。結果を図5およ
び図6に示す。
影響を示す図、図6は脱水素に及ぼすθおよびε/Aの影
響を示す図である。
びD/D0 を同時に満たす範囲では、1ppm を下回る到
達水素が確実に得られた。図6に示すように、1ppm を
下回る到達水素を確実に得るには、本発明で定めるθお
よびε/Aの範囲を同時に満たす必要があることがわか
る。
処理を行った。ただし、θは180度、D/D0は0.
7とし、ε/Aを変化させ、脱炭速度定数を調査した。処
理前炭素濃度は、220〜430ppm 、各処理時間は、
およそ8〜12分間である。脱炭速度定数KC は処理中
の〔C〕の経時変化から次式で求めた。その結果を図7
に示す。
る。図7に示すように、ε/Aが本発明で定める10Watt
/(ton ・m2) 以上で脱炭速度定数は急速に大きくなり、
脱炭速度が大幅に速くなる。
脱窒素処理を行った。ただし、θは約180度、D/D
0 は0.5〜0.8、ε/Aは10Watt/(ton ・m2) 以上
とし、到達窒素濃度を調査した。処理前窒素濃度は10
〜80ppm 、各処理時間はおよそ8〜12分間である。
その結果を図8に示す。
ある。図示するように、上記処理時間中に脱窒素が進行
し、40ppm を下回る処理後〔N〕が容易に得られた。
素および極低窒素を同時に満たす鋼を迅速に溶製するこ
とができる。処理時間が短いため、溶鋼温度の低下が少
なく、温度補償量を抑制することができる。
ある。図1(a) は真空排気した状況を示す縦断面図、図
1(b) は図1(a) の浸漬羽口3の線における水平断面の
概略図である。
の影響を示す図である。
図である。
示す図である。
図である。
ある。
る。
D:浸漬管内径、D0 :取鍋内径、h:撹拌ガス吹き込
み深さ、θ:浸漬管の中心角での浸漬羽口3の設置範
囲、Δθ:羽口間角度
Claims (1)
- 【請求項1】取鍋中溶鋼に1本足を備えた筒状浸漬管を
浸漬したのち、浸漬管内を減圧することにより溶鋼を浸
漬管内に吸い上げ、浸漬管下端部の内壁に設けたガス吹
き込み用浸漬羽口から攪拌ガスを吹き込むにあたり、下
記〜の条件を満足することを特徴とする溶鋼の真空
脱ガス方法。浸漬羽口位置が、浸漬管の中心角θで1
20度以上240度以下の範囲にあること。浸漬管内
径Dと取鍋内径D0 との比D/D0 を、0.5以上0.
8以下とすること。下式(1)に示す浸漬管内単位水平
断面積当たりの撹拌動力ε/A〔Watt/(ton・m2) 〕が、
10以上であること。 ε/A={6.18・Q ・T ・ln(1+ρ・g ・h/Po) }/(W・
A) ・・(1) ただし、Q:撹拌カ゛ス流量(Nm3/min) 、 T:溶鋼温度(K) 、 ρ: 溶鋼密度(kg/m3) 、 g:重力加速度(m/s2)、 h:撹拌ガス吹込み深さ(m)、Po:浸漬管内圧力(Pa)、 W:処理溶鋼量(ton) 、 A:浸漬管内水平断面積(m
2)。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP6276202A JP3070416B2 (ja) | 1994-11-10 | 1994-11-10 | 溶鋼の真空脱ガス方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP6276202A JP3070416B2 (ja) | 1994-11-10 | 1994-11-10 | 溶鋼の真空脱ガス方法 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH08134530A JPH08134530A (ja) | 1996-05-28 |
JP3070416B2 true JP3070416B2 (ja) | 2000-07-31 |
Family
ID=17566113
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP6276202A Expired - Lifetime JP3070416B2 (ja) | 1994-11-10 | 1994-11-10 | 溶鋼の真空脱ガス方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP3070416B2 (ja) |
-
1994
- 1994-11-10 JP JP6276202A patent/JP3070416B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPH08134530A (ja) | 1996-05-28 |
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