JP3374618B2 - 溶鋼の真空精錬方法 - Google Patents
溶鋼の真空精錬方法Info
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Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、溶鋼の脱ガスおよ
び脱硫などの清浄化ならびに昇熱および清浄化などを行
う真空精錬方法に関する。 【０００２】 【従来の技術】溶鋼の真空精錬方法としては、ＶＯＤ法
のように取鍋内溶鋼を真空雰囲気下に置いて脱ガスなど
を行う方法、ＲＨ法およびＤＨ法のように浸漬管を取鍋
内溶鋼に浸漬し、浸漬管およびこれを設けた真空槽内を
真空雰囲気として真空精錬を行う方法などがある。 【０００３】しかし、ＶＯＤ炉ではフリーボードを大き
くとることができないため、溶鋼横溢の問題が回避でき
ない。したがって、溶鋼攪拌力を増加させることが困難
となり、それに伴い真空精錬能力に限界が生じる。ＤＨ
法では真空槽の下部に設けた１本の浸漬管を溶鋼に浸漬
し、取鍋あるいは真空槽のいずれかを高速かつ機械的に
昇降させる必要がある。そのため、設備費が増大する。
ＲＨ法では真空槽の下部に設けた２本の浸漬管を取鍋内
溶鋼に浸漬し、片方の浸漬管から環流用ガスを吹き込
む。しかし、細い浸漬管内に溶鋼を通過させて溶鋼循環
（環流）をおこなっているため、環流用ガスの溶鋼循環
（環流）効率が低く、各種の精錬反応速度が低くなる。 【０００４】上記のような問題を解決するために、従来
のＤＨ法およびＲＨ法と異なる、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。 【０００５】特開平3-6317号公報の取鍋精錬方法および
装置は、溶鋼内に内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鋼を吸い上げながら、
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ものである。この真空脱ガス方
法では、溶鋼は壁面に添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形成し、この上
昇量に見合う下降量を生成するものとしてシュノーケル
内中央部で下降流を形成することで溶鋼の循環が行われ
る。そして、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。 【０００６】特開昭52-52109号公報には、「減圧槽主体
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攪拌混合せしめるように遍
在設置せしめた１以上の羽口から攪拌兼精錬用ガスを吹
き込む溶融金属の減圧精錬法」、「減圧装置の浸漬管下
縁部近傍の側壁に浸漬管中心角120 度の範囲内に複数個
ないし１個の攪拌兼精錬用ガス吹込用重管羽口を設けた
溶融金属の減圧精錬装置」が提案されている。さらに、
「良好な鋼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」と記載されている。 【０００７】特開平5-271748号公報には、「上部に減圧
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円筒容器内に吸上げ
ながら、円筒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60〜270 度の範囲と
し、(3) 円筒容器の内周壁面の一部に面した溶鋼上昇流
領域と内周壁面の残部に面した溶鋼下降流領域に分けて
循環流を形成する方法」が提案されている。 【０００８】 【発明が解決しようとする課題】しかし、上述の従来方
法においても、以下の問題点が生じる。 【０００９】特開平3-6317号公報の方法では、シュノー
ケル下方からガスを吹き込んでいるとだけ記載されてお
り、攪拌や溶鋼の循環におよぼす攪拌ガス吹き込み羽口
の配置については明らかにされていない。この公報に添
付された第３図から推測すると、上記羽口はシュノーケ
ル内全周に配置していると考えられる。しかし、特開昭
52-52109および特開平5-271748の各号公報で述べられて
いるように、全周配置では溶鋼の混合が不十分であり、
精錬特性を十分に向上させることができない。 【００１０】特開昭52-52109号公報の方法は、シュノー
ケル下方部からガスを吹き込む点では特開平3-6317号公
報の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鋼循環量を確保しよう
としている。しかし、溶鋼吸入率15％以上という条件
は、均一混合時間を低減し、鋼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、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。しかも、溶鋼吸入率の定
義が不明確であり、このため溶鋼吸入率15％という数字
の定量的意味も不明のままである。 【００１１】また、特開昭52-52109号公報の方法では、
攪拌ガス吹き込み羽口の配置に関して中心角120 度の範
囲に限定すると述べてある。このような羽口の配置は、
攪拌ガス流量に依存して最適な配置があるはずである
が、この発明ではこの点を全く配慮していない。 【００１２】特開平5-271748号公報の方法では、シュノ
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、特開昭52-52109号公報の方法と同じ
である。しかし、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) が1.0 以上である条件
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の最適浸漬管内径に関する
知見が欠如している。また、この(D/H) の限定理由は、
溶鋼の全循環量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規定されたもので
ある。このため、上記条件は、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。 【００１３】さらに、不活性ガスの吹込みポイントを円
筒容器の中心角にして60〜270 度の範囲とするとしてい
る。上述したようにガス吹き込み羽口の中心角の最適範
囲はガス攪拌力に依存するはずであるが、この発明もこ
の点を全く考慮していない。 【００１４】本発明は上記課題を解決するためのもので
あり、本発明の目的は、従来方法で充分に示されていな
いガス吹き込みの最適条件を明らかにすることにより、
極低炭素、極低水素、極低窒素および極低硫鋼などの高
清浄鋼を迅速に溶製するのに好適な溶鋼の真空精錬方法
を提供することにある。 【００１５】 【課題を解決するための手段】本発明例の要旨は、次の
真空精錬方法にある。 【００１６】取鍋、筒状浸漬管およびこの浸漬管下端近
傍の内壁に設けた攪拌ガス吹き込み用浸漬羽口を備えた
装置を用いる溶鋼の真空精錬方法であって、取鍋内溶鋼
に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、浸漬羽口からガスを吹
き込むにあたり、浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ
／Ｄo を 0.5〜0.8 、攪拌ガス流量Ｑ(Nm3/min・ton)を
0.004〜0.03とし、かつ、浸漬羽口は単段または複数段
で複数本、これらの羽口の浸漬管周方向の位置は浸漬管
の水平断面方向の中心角θ（度) が下記(1) 式を満たす
範囲とすることを特徴とする溶鋼の真空精錬方法。 【００１７】 〔（−100 ×Ｑ1/3)＋165 〕≦θ≦〔（−100 ×Ｑ1/3)＋225 〕・・(1) ただし、Ｑ：攪拌ガス流量(Nm3/min・ton) 上記において、「浸漬管下端近傍」とは浸漬管下端から
50〜1000mmの範囲、「取鍋内径」とは真空処理時におけ
る取鍋内溶鋼の上面位置での取鍋内径を指す。 【００１８】 【発明の実施の形態】図１および図２に基づいて、本発
明方法を実現するための装置の構成例を説明する。 【００１９】図１は、本発明方法を実現するための真空
精錬装置の構成例を示す図である。 【００２０】図１（ａ）は真空排気した状況を示す概略
縦断面図である。この装置は、溶鋼４を収容する取鍋
１、筒状浸漬管２、この浸漬管２の下端近傍の内壁に攪
拌ガス吹き込み用浸漬羽口３を備えている。図１（ｂ）
は、図１（ａ）の浸漬羽口３の設置位置における概略水
平断面図である。 【００２１】図１において、Ｄは筒状浸漬管２の内径、
ＤO は取鍋１の内径、θは筒状浸漬管２の水平断面方向
の中心角（浸漬羽口３の設置範囲）、Δθは浸漬羽口を
設置する際の羽口間角度およびｈは攪拌ガス吹き込み深
さである。同じく符号５は、酸化性ガスを供給するため
に浸漬管２の壁に設けた上吹き羽口である。 【００２２】浸漬羽口３の設置は、筒状浸漬管２の下端
近傍の内壁において、周方向の上記中心角θの範囲に羽
口間角度Δθを有するように行う。図１の例では浸漬羽
口３の設置は単段かつ複数本であるが、２〜４段かつ各
段で複数本としてもよい。 【００２３】本発明方法では上記図１のような装置を用
いて、次のような方法で溶鋼の真空精錬を行う。 【００２４】転炉などで処理した溶鋼４を取鍋１へ出鋼
し、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
上げる。この状態で浸漬管２の下端部近傍の内壁に設け
た浸漬羽口３から攪拌用ガス（Ar、He、Ｎ2 などの不活
性ガス）を吹き込みながら、浸漬管２に設けた合金鉄な
どの投入口（図示せず）から浸漬管２内に必要に応じて
合金鉄やフラックスなどを添加する。 【００２５】溶鋼を昇熱する場合には、図１に示す上吹
き羽口５から酸化性ガスを供給することができる。ま
た、酸化性ガスの供給羽口は浸漬羽口としてもよい。 【００２６】図２は、本発明方法を実現するための別の
真空精錬装置の構成例を示す概略縦断面図である。この
例は、酸化性ガスを供給するために図１に示す上吹き羽
口５に替わりに、浸漬管２の上部に昇降可能な上吹きラ
ンス６を設けた装置である。 【００２７】本発明方法では、浸漬羽口３の羽口間角度
（Δθ）の範囲は５〜30度とすることが望ましい。各浸
漬羽口３から吹き込まれる攪拌用ガスは、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）が
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。一方、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。 【００２８】浸漬羽口３の浸漬管２内における高さ位置
は、浸漬管２の下端から50〜1000mmとするのが望まし
い。浸漬羽口３の高さ位置が浸漬管２の下端から50mm未
満では、操業初期における耐火物の脱落や操業末期（後
期）の浸漬管溶損の可能性があるため、浸漬羽口３が損
傷を受けて操業が不可能となる可能性がある。浸漬羽口
３の高さ位置を浸漬管２の下端から50mm以上高くしてお
けば、これらの問題が回避できる。 【００２９】一方、浸漬羽口３の高さ位置が浸漬管２の
下端から1000mmを超えると浸漬羽口３が浸漬管２内の溶
鋼表面に近づきすぎるため、管内スプラッシュが増大
し、管内地金付きが大きくなる。管内地金付きが大きく
なると、非操業時の地金切り作業の頻度が高まって生産
性が低下する、または地金切り作業要員の確保により人
件費が高騰するなどの問題点が生じる。 【００３０】本発明方法による精錬処理中の真空度は、
溶鋼の循環、攪拌および脱ガス速度に大きな影響を与え
る。したがって、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。溶鋼の循環および攪拌に主
眼をおく処理（添加合金の均一混合処理、酸化性ガス供
給による溶鋼昇熱処理、脱硫処理など）の場合、真空度
は100 Torr以下が望ましい。脱ガスに主眼を置く処理
（脱水素、脱炭、脱窒素）の場合には、高真空度化によ
る平衡濃度の低減が必須であるため、真空度は５Torr以
下が望ましい。 【００３１】本発明方法では、脱ガス主体の処理の場合
には取鍋内および筒状浸漬管内の溶鋼面上のスラグの存
在の有無は問わないが、精錬処理開始前のスラグ量はで
きるだけ少量とするのが望ましい。脱硫主体または溶鋼
の昇熱、清浄化主体の処理の場合、および脱硫と脱ガス
を同時に処理する場合には、筒状浸漬管内の溶鋼面上ス
ラグ量の範囲は５〜50kg/tonとするのが望ましい。 【００３２】以上のような本発明方法の前提条件の下で
の検討結果に基づき、本発明方法における条件を前記の
ように限定した理由について、図３〜図８により次に説
明する。 【００３３】浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄ0 との比Ｄ／
Ｄ0 ： 0.5〜0.8 浸漬管内径が小さいと、それにともない浸漬管内側の脱
ガス反応あるいは脱硫などのスラグ−メタル間反応に有
効に寄与する反応界面積が減少する。そこで、有効反応
界面積を確保するために必要な浸漬管の内径条件を種々
検討した。その結果、Ｄ／Ｄ0 と脱水素および脱硫速度
との間に密接な関係があることがわかった。これらを図
３および図４により説明する。 【００３４】図３は、脱硫速度定数に及ぼすＤ／Ｄ0 の
影響を示す図である。図４は、脱水素速度定数に及ぼす
Ｄ／Ｄ0 の影響を示す図である。脱硫速度定数ＫS およ
び脱水素速度定数ＫH は次の各式から求めた。 【００３５】ＫS ＝Ln（〔Ｓ0 〕／〔Ｓe 〕）／Ｔ ＫH ＝Ln（〔Ｈ0 〕／〔Ｈe 〕）／Ｔ 但し、〔Ｓ0 〕：処理前溶鋼中の水素濃度(ppm) 〔Ｓe 〕：処理後溶鋼中の水素濃度(ppm) 〔Ｈ0 〕：処理前溶鋼中の水素濃度(ppm) 〔Ｈe 〕：処理後溶鋼中の水素濃度(ppm) Ｔ：処理時間（分） 図示するように、Ｄ／Ｄ0 が0.5 未満になると脱ガス速
度および脱硫速度が著しく低下した。したがって、Ｄ／
Ｄ0 は0.5 以上であることが必要である。一方、浸漬管
は取鍋内溶鋼に浸漬させる必要があるため、その外径を
取鍋内径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。 【００３６】攪拌ガス流量Ｑ： 0.004〜0.03 Nm3/min
・ton この攪拌ガス流量Ｑは、全処理溶鋼量に対する合計量で
ある。前述のようにＤ／Ｄ0 を最適化しても、精錬反応
速度が十分でないヒート、または精錬反応速度は十分で
あっても飛散物の付着またはこれによる真空排気阻害な
どの操業上の問題のあるヒートが存在することがあり、
その原因は攪拌ガス流量の最適化がなされていないため
であることがわかった。 【００３７】そこで、有効反応界面積を確保するためＤ
／Ｄ0 を 0.5〜0.8 とした上で、必要な攪拌ガス流量を
種々検討した結果、全処理溶鋼量に対する攪拌ガス合計
流量を前記範囲とすれば、精錬反応速度および操業上の
問題が解消するというデータを得た。これを図５および
図６により説明する。 【００３８】図５は、脱水素速度定数に及ぼす攪拌ガス
流量の影響を示す図である。図６は、脱硫速度定数に及
ぼす攪拌ガス流量の影響を示す図である。図示するよう
に攪拌ガス流量Ｑが0.004Nm3/min・ton 未満になるか、
または0.03 Nm3/min・ton を超えると脱水素速度および
脱硫速度が著しく低下した。 【００３９】攪拌ガス流量Ｑを大きくすれば、真空槽内
の攪拌が十分に行え、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し、各種の精錬反応速度も
向上する。 【００４０】例えば、脱ガス処理の場合、攪拌ガス中へ
の溶鋼中脱ガス種成分の拡散が律速となる場合がある。
このような場合には、攪拌ガス流量を増加させると、脱
ガス速度向上効果が得られる。脱硫処理のようにスラグ
−溶鋼間反応を促進させる必要がある場合にも、攪拌ガ
ス流量を増加させるとスラグおよび溶鋼側の物質移動係
数またはスラグの溶鋼中への懸濁促進による有効反応界
面積を増加させることにより、反応速度の向上効果が得
られる。 【００４１】図５および６図からわかるように、攪拌ガ
ス流量Ｑが0.004Nm3/min・ton 以上であれば上記効果を
得ることができる。一方、0.004Nm3/min・ton 未満では
溶鋼の攪拌および循環が不十分となり、脱ガス反応の場
合には溶鋼側拡散律速となってしまう。これは、スラグ
−溶鋼間反応の場合には両者の物質移動係数と有効反応
界面積との値が十分高められないからである。 【００４２】しかし、攪拌ガス流量Ｑが0.03 Nm3/min・
ton を超えて増加しすぎると、真空ポンプの負荷が増大
し、浸漬管内の圧力が低下しない。このため、必要な脱
ガス対象ガスの平衡濃度が低下しなくなり、したがって
脱ガス速度も低下する。 【００４３】さらに、攪拌ガス流量Ｑが0.03 Nm3/min・
ton を超えると、浸漬管内溶鋼上に存在するスラグの飛
散が増大する。スラグは溶鋼よりも比重が小さいため、
溶鋼のスプラッシュよりも容易に飛散する。この結果、
スラグ精錬に必要な有効スラグ量が低下するため、脱硫
速度などもやはり低下する。また、同じ理由で飛散した
スラグは容易に排気ダクト等の排気系に堆積し、真空度
の悪化が生ずる。操業上においても浸漬管内の溶鋼スプ
ラッシュやスラグの飛散量が増大し、管内地金付きや地
金・スラグの排気系への吸い込みなどの問題が生じ、堆
積ダストの頻繁な清掃による操業効率の低下、甚だしい
場合には排気系の損傷にまで及ぶ場合がある。 【００４４】本発明者が、浸漬管天蓋に設けたモニター
カメラで観察したところ、攪拌ガス流量Ｑが0.03 Nm3/m
in・ton を超えた場合に管内スプラッシュが急激に増大
する様子が確認できた。処理終了後の浸漬管内調査で
は、溶鋼面よりも上部の浸漬羽口設置側の浸漬管内壁に
棚状の地金付き、または真空排気ダクトの入口にこの部
分を閉塞させるような地金付きが多発しているのが認め
られた。 【００４５】棚状の地金付きが生ずると、合金投入口か
ら添加した合金等がこの棚上に引っかかって合金の歩留
まりが変化し、成分調整が困難となる。排気ダクトを閉
塞させるような地金付きが生じると、真空槽内の真空度
が十分高めることができないため、脱ガス処理に支障が
生じる。 【００４６】浸漬羽口設置の中心角θ（度) ：攪拌ガ
ス流量Ｑとの関係において下記（１）式を満たす範囲 〔（−100 ×Ｑ1/3)＋165 〕≦θ≦〔（−100 ×Ｑ1/3)＋225 〕・・
(1) この(1) 式では、攪拌ガス流量Ｑの値を前記の範囲で
代入し、得られた計算値はその単位を度（°）として取
り扱う。そして、中心角θの最適範囲は選択する攪拌ガ
ス流量Ｑによって変わる。 【００４７】前記のように浸漬管内径と取鍋内径との比
Ｄ／Ｄ0 および攪拌ガス流量Ｑを最適化したにもかかわ
らず、脱ガス、脱硫および清浄化処理が不十分なヒート
が発生したため、Ｄ／Ｄ0 を 0.5〜0.8 、攪拌ガス流量
Ｑ(Nm3/min・ton)を 0.004〜0.03とした上で、さらに攪
拌ガス流量Ｑと浸漬羽口設置の中心角θとの関係を調査
した。この調査で得られたデータを図７および図８に示
す。 【００４８】図７は、脱水素速度定数、中心角θおよび
攪拌ガス流量Ｑの関係を示す図である。図８は、脱硫速
度定数、中心角θおよび攪拌ガス流量Ｑの関係を示す図
である。ただし、横軸はＱ1/3 〔(Nm3/min・ton)〕1/3
である。 【００４９】図示するように、中心角θと脱水素および
脱硫速度との間には密接な関係がある。図７からわかる
ように、脱水素速度定数ＫH を0.2 (1/min) 以上、脱硫
速度ＫS を0.2(1/min)以上とするためには、浸漬羽口設
置の中心角θ（度）は前記の(1) 式を満足する必要があ
る。 【００５０】中心角θが（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)度未満
では、浸漬管内の溶鋼上昇流域が下降流域よりも小さく
なって下降流域での溶鋼の下降流速が著しく低下し、浸
漬管内溶鋼とと取鍋内溶鋼との入れ替え、循環速度が小
さくなる。また、攪拌ガス流量Ｑ（またはＱ1/3)が大き
くなるほど溶鋼の上昇流域が相対的に大きくなり、溶鋼
の下降流域が相対的に低下する。したがって、上記のよ
うに攪拌ガス流量Ｑが大きくなるにつれて、θの下限値
を小さくする必要がある。 【００５１】一方、中心角θが（−100 ×Ｑ1/3 ＋225)
度を超えると、上記と逆に浸漬管内溶鋼の上昇流域が下
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。また、攪拌ガス
流量Ｑ（またはＱ1/3)が大きくなるにつれて、上記と同
様に溶鋼の上昇流域が相対的に増加する。したがって、
攪拌ガス流量が大きくなるにつれて、θの上限値も小さ
くする必要がある。 【００５２】 【実施例】 （実施例１）転炉で粗脱炭した溶鋼（炭素濃度0.04〜0.
12wt% 、終点温度1630〜1680℃）を250 トン取鍋（Ｄ0=
４m)に出鋼した（鍋中温度1610〜1660℃）。出鋼中には
金属Al（１〜３kg/t) を脱酸のために添加した。また、
出鋼中に生石灰を５〜15kg/t投入し、浸漬管内のスラグ
量が５〜50kg/t程度に制御できるように取鍋内スラグ量
を調整するとともに、取鍋内スラグの(%CaO)/(%Al2O3)
を 1.2〜2.0 に調整した。真空精錬処理前の溶鋼中水素
濃度は 6.9〜8.2ppm、同じく硫黄濃度は40〜50ppm であ
った。 【００５３】図１に示す構成の装置を用いて、取鍋内溶
鋼中に筒状浸漬管を浸漬(h＝２m)し、浸漬管内を真空排
気した状態で、浸漬管下端から200mm の内壁に設けた浸
漬羽口（内径３mm径×８〜１４本、中心角θ 120〜210
度、Δθ10〜25度）からArガスを吹き込んで溶鋼のガス
攪拌を行い、脱水素と脱硫の同時処理を行った。なお、
処理中の真空度は２Torrに制御し、全処理溶鋼量に対す
る攪拌ガス流量Ｑは、0.003〜0.05 Nm3/min・ton とな
るようにした。 【００５４】各ヒートで９〜11分間の処理を行った。攪
拌ガス流量が0.03 Nm3/min・ton を超える試験では、ス
プラッシュの異常な増加が観察された。表１に上記試験
のうちの脱水素条件および結果を示す。 【００５５】 【表１】【００５６】Ｄ／Ｄ0 が0.7 であるNo.1〜11のヒートに
おける結果は、以下のとおりであった。 【００５７】脱水素速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.02
Nm3/min・ton の条件では中心角θの範囲が 138〜198
度（最適範囲）で、またＱが0.005Nm3/min・ton の条件
ではθの範囲が 148〜208 度（最適範囲）で、いずれも
0.20(1/min) 以上と良好な結果が得られた。しかし、上
記以外のθでは脱水素速度定数は0.12(1/min) 以下であ
った。 【００５８】さらに、Ｑが0.003Nm3/min・ton の条件で
はθの範囲が 151〜211 度（最適範囲）であっても、ま
たＱが0.05 Nm3/min・ton の条件ではθの範囲が 128〜
188度（最適範囲）であっても、脱水素速度定数は0.12
(1/min) 以下と低かった。 【００５９】Ｄ／Ｄ0 が0.4 である No.12〜19のヒート
における結果は、以下のとおりであった。 【００６０】脱水素速度定数は、Ｑが0.02 Nm3/min・to
n および0.005Nm3/min・ton の条件では、θにかかわら
ず0.12(1/min) 以下と低かった。 【００６１】以上から、脱水素速度定数を0.20(1/min)
以上にするためには、Ｄ／Ｄ0 を0.5 以上、攪拌ガス流
量Ｑの範囲を 0.004〜0.03 Nm3/min・ton として、中心
角θの範囲を（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)〜（−100 ×Ｑ
1/3 ＋225)度に制御する必要があることがわかる。 【００６２】表２に上記の脱水素処理と同時に実施した
脱硫処理の結果を示す。 【００６３】 【表２】 【００６４】Ｄ／Ｄ0 が0.7 であるNo.1〜11のヒートに
おける結果は、以下のとおりであった。 【００６５】脱硫速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.02 N
m3/min・ton の条件では中心角θの範囲が 138〜198 度
（最適範囲）で、またＱが0.005Nm3/min・ton の条件で
はθの範囲が 148〜208 度（最適範囲）で、いずれも0.
20(1/min) 以上と良好な結果が得られた。しかし、上記
以外のθでは脱水素速度定数は0.10(1/min) 以下であっ
た。 【００６６】脱硫速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.003N
m3/min・ton の条件では、θの範囲が 151〜211 度（最
適範囲）であっても、またＱが0.05 Nm3/min・ton の条
件では、θの範囲が 128〜188 度（最適範囲）であって
も、0.10(1/min) 以下と低かった。 【００６７】Ｄ／Ｄ0 が0.4 である No.12〜19のヒート
における結果は、以下のとおりであった。 【００６８】脱硫速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.02 N
m3/min・ton および0.005Nm3/min・ton の条件では、中
心角θにかかわらず0.10(1/min) 以下と低かった。 【００６９】以上から、脱硫速度定数を0.20(1/min) 以
上にするためには、Ｄ／Ｄ0 を0.5以上、攪拌ガス流量
Ｑの範囲を 0.004〜0.03 Nm3/min・ton として、中心角
θを（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)〜（−100 ×Ｑ1/3 ＋225)
度の範囲に制御する必要があることがわかる。 【００７０】（実施例２）転炉で粗脱炭した溶鋼（炭素
濃度0.02〜0.15Wt％、終点温度1620〜1650℃）を250 ト
ン取鍋（Ｄ0=４m)に出鋼した（鍋中温度1600〜1630
℃）。その際、転炉スラグが約10kg/t取鍋内に流入し
た。また、出鋼中には金属Al（１〜３kg/t) を脱酸のた
めに添加し、処理前の溶鋼中のT.〔Ｏ〕分析用サンプル
を採取した。処理前溶鋼温度は1580〜1620℃であった。 【００７１】図２に示す構成の装置を用いて、250 トン
取鍋（Ｄ0=４m)に収容した溶鋼中に筒状浸漬管を浸漬(h
＝２m)し、浸漬管内を真空排気した状態で浸漬管下端か
ら250mm の内壁に設けた浸漬羽口（内径３mm径×８〜１
４本、中心角θ 120〜220 度、Δθ10〜25度）からArガ
スを2.5 Nm3/min で吹き込んで、浸漬管内に金属Alを1.
6kg/t 添加しつつ溶鋼のガス攪拌を５分間行った。その
後、ガス攪拌を継続しながら上吹きランス（ランス高さ
は３m ）から酸素0.2Nm3/min・ton を溶鋼表面に５分間
吹き付けた。処理中の真空度は50Torrに制御した。上記
条件では、全処理溶鋼量に対する攪拌ガス流量は0.01 N
m3/min・ton となる。 【００７２】上記のような条件で各ヒートで約40℃の溶
鋼昇熱処理を行った。さらに、酸素供給を止め、ガス攪
拌を３分間継続し、処理後の溶鋼中のT.〔Ｏ〕分析用サ
ンプルを採取した。表３に精錬処理条件とT.〔Ｏ〕の分
析結果を示す。 【００７３】 【表３】 【００７４】Ｄ／Ｄ0 が0.65の条件で行った No.20〜25
では、攪拌ガス流量Ｑが0.01 Nm3/min・ton において中
心角θの範囲が 143〜203 度（最適範囲）で良好な溶鋼
清浄性（T.〔Ｏ〕＜20ppm)が得られた。しかし、上記以
外のθでは溶鋼清浄度は悪化した（T.〔Ｏ〕＞50ppm)。
また、攪拌ガス流量Ｑが0.0035 Nm3/min・ton におい
て、θの範囲が 150〜210 度（最適範囲）でも清浄性は
悪化した。 【００７５】Ｄ／Ｄ0 が0.4 の条件で行った No.26〜30
では、攪拌ガス流量0.01 Nm3/min・ton においてθの範
囲が 143〜203 度（最適範囲）であっても、溶鋼清浄度
は悪化した（T.〔Ｏ〕＞50ppm)。 【００７６】以上から、昇熱処理後のT.〔Ｏ〕を20ppm
未満にするためには、Ｄ／Ｄ0 を0.5 以上とし、中心角
θの範囲を（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)〜（−100 ×Ｑ1/3
＋225)度に制御する必要があることがわかる。 【００７７】 【発明の効果】本発明方法によれば、短時間の真空精錬
処理で到達〔Ｈ〕および〔Ｓ〕の濃度を著しく低減し、
または昇熱時の清浄性を向上することができる。
び脱硫などの清浄化ならびに昇熱および清浄化などを行
う真空精錬方法に関する。 【０００２】 【従来の技術】溶鋼の真空精錬方法としては、ＶＯＤ法
のように取鍋内溶鋼を真空雰囲気下に置いて脱ガスなど
を行う方法、ＲＨ法およびＤＨ法のように浸漬管を取鍋
内溶鋼に浸漬し、浸漬管およびこれを設けた真空槽内を
真空雰囲気として真空精錬を行う方法などがある。 【０００３】しかし、ＶＯＤ炉ではフリーボードを大き
くとることができないため、溶鋼横溢の問題が回避でき
ない。したがって、溶鋼攪拌力を増加させることが困難
となり、それに伴い真空精錬能力に限界が生じる。ＤＨ
法では真空槽の下部に設けた１本の浸漬管を溶鋼に浸漬
し、取鍋あるいは真空槽のいずれかを高速かつ機械的に
昇降させる必要がある。そのため、設備費が増大する。
ＲＨ法では真空槽の下部に設けた２本の浸漬管を取鍋内
溶鋼に浸漬し、片方の浸漬管から環流用ガスを吹き込
む。しかし、細い浸漬管内に溶鋼を通過させて溶鋼循環
（環流）をおこなっているため、環流用ガスの溶鋼循環
（環流）効率が低く、各種の精錬反応速度が低くなる。 【０００４】上記のような問題を解決するために、従来
のＤＨ法およびＲＨ法と異なる、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。 【０００５】特開平3-6317号公報の取鍋精錬方法および
装置は、溶鋼内に内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鋼を吸い上げながら、
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ものである。この真空脱ガス方
法では、溶鋼は壁面に添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形成し、この上
昇量に見合う下降量を生成するものとしてシュノーケル
内中央部で下降流を形成することで溶鋼の循環が行われ
る。そして、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。 【０００６】特開昭52-52109号公報には、「減圧槽主体
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攪拌混合せしめるように遍
在設置せしめた１以上の羽口から攪拌兼精錬用ガスを吹
き込む溶融金属の減圧精錬法」、「減圧装置の浸漬管下
縁部近傍の側壁に浸漬管中心角120 度の範囲内に複数個
ないし１個の攪拌兼精錬用ガス吹込用重管羽口を設けた
溶融金属の減圧精錬装置」が提案されている。さらに、
「良好な鋼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」と記載されている。 【０００７】特開平5-271748号公報には、「上部に減圧
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円筒容器内に吸上げ
ながら、円筒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60〜270 度の範囲と
し、(3) 円筒容器の内周壁面の一部に面した溶鋼上昇流
領域と内周壁面の残部に面した溶鋼下降流領域に分けて
循環流を形成する方法」が提案されている。 【０００８】 【発明が解決しようとする課題】しかし、上述の従来方
法においても、以下の問題点が生じる。 【０００９】特開平3-6317号公報の方法では、シュノー
ケル下方からガスを吹き込んでいるとだけ記載されてお
り、攪拌や溶鋼の循環におよぼす攪拌ガス吹き込み羽口
の配置については明らかにされていない。この公報に添
付された第３図から推測すると、上記羽口はシュノーケ
ル内全周に配置していると考えられる。しかし、特開昭
52-52109および特開平5-271748の各号公報で述べられて
いるように、全周配置では溶鋼の混合が不十分であり、
精錬特性を十分に向上させることができない。 【００１０】特開昭52-52109号公報の方法は、シュノー
ケル下方部からガスを吹き込む点では特開平3-6317号公
報の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鋼循環量を確保しよう
としている。しかし、溶鋼吸入率15％以上という条件
は、均一混合時間を低減し、鋼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、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。しかも、溶鋼吸入率の定
義が不明確であり、このため溶鋼吸入率15％という数字
の定量的意味も不明のままである。 【００１１】また、特開昭52-52109号公報の方法では、
攪拌ガス吹き込み羽口の配置に関して中心角120 度の範
囲に限定すると述べてある。このような羽口の配置は、
攪拌ガス流量に依存して最適な配置があるはずである
が、この発明ではこの点を全く配慮していない。 【００１２】特開平5-271748号公報の方法では、シュノ
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、特開昭52-52109号公報の方法と同じ
である。しかし、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) が1.0 以上である条件
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の最適浸漬管内径に関する
知見が欠如している。また、この(D/H) の限定理由は、
溶鋼の全循環量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規定されたもので
ある。このため、上記条件は、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。 【００１３】さらに、不活性ガスの吹込みポイントを円
筒容器の中心角にして60〜270 度の範囲とするとしてい
る。上述したようにガス吹き込み羽口の中心角の最適範
囲はガス攪拌力に依存するはずであるが、この発明もこ
の点を全く考慮していない。 【００１４】本発明は上記課題を解決するためのもので
あり、本発明の目的は、従来方法で充分に示されていな
いガス吹き込みの最適条件を明らかにすることにより、
極低炭素、極低水素、極低窒素および極低硫鋼などの高
清浄鋼を迅速に溶製するのに好適な溶鋼の真空精錬方法
を提供することにある。 【００１５】 【課題を解決するための手段】本発明例の要旨は、次の
真空精錬方法にある。 【００１６】取鍋、筒状浸漬管およびこの浸漬管下端近
傍の内壁に設けた攪拌ガス吹き込み用浸漬羽口を備えた
装置を用いる溶鋼の真空精錬方法であって、取鍋内溶鋼
に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、浸漬羽口からガスを吹
き込むにあたり、浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ
／Ｄo を 0.5〜0.8 、攪拌ガス流量Ｑ(Nm3/min・ton)を
0.004〜0.03とし、かつ、浸漬羽口は単段または複数段
で複数本、これらの羽口の浸漬管周方向の位置は浸漬管
の水平断面方向の中心角θ（度) が下記(1) 式を満たす
範囲とすることを特徴とする溶鋼の真空精錬方法。 【００１７】 〔（−100 ×Ｑ1/3)＋165 〕≦θ≦〔（−100 ×Ｑ1/3)＋225 〕・・(1) ただし、Ｑ：攪拌ガス流量(Nm3/min・ton) 上記において、「浸漬管下端近傍」とは浸漬管下端から
50〜1000mmの範囲、「取鍋内径」とは真空処理時におけ
る取鍋内溶鋼の上面位置での取鍋内径を指す。 【００１８】 【発明の実施の形態】図１および図２に基づいて、本発
明方法を実現するための装置の構成例を説明する。 【００１９】図１は、本発明方法を実現するための真空
精錬装置の構成例を示す図である。 【００２０】図１（ａ）は真空排気した状況を示す概略
縦断面図である。この装置は、溶鋼４を収容する取鍋
１、筒状浸漬管２、この浸漬管２の下端近傍の内壁に攪
拌ガス吹き込み用浸漬羽口３を備えている。図１（ｂ）
は、図１（ａ）の浸漬羽口３の設置位置における概略水
平断面図である。 【００２１】図１において、Ｄは筒状浸漬管２の内径、
ＤO は取鍋１の内径、θは筒状浸漬管２の水平断面方向
の中心角（浸漬羽口３の設置範囲）、Δθは浸漬羽口を
設置する際の羽口間角度およびｈは攪拌ガス吹き込み深
さである。同じく符号５は、酸化性ガスを供給するため
に浸漬管２の壁に設けた上吹き羽口である。 【００２２】浸漬羽口３の設置は、筒状浸漬管２の下端
近傍の内壁において、周方向の上記中心角θの範囲に羽
口間角度Δθを有するように行う。図１の例では浸漬羽
口３の設置は単段かつ複数本であるが、２〜４段かつ各
段で複数本としてもよい。 【００２３】本発明方法では上記図１のような装置を用
いて、次のような方法で溶鋼の真空精錬を行う。 【００２４】転炉などで処理した溶鋼４を取鍋１へ出鋼
し、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
上げる。この状態で浸漬管２の下端部近傍の内壁に設け
た浸漬羽口３から攪拌用ガス（Ar、He、Ｎ2 などの不活
性ガス）を吹き込みながら、浸漬管２に設けた合金鉄な
どの投入口（図示せず）から浸漬管２内に必要に応じて
合金鉄やフラックスなどを添加する。 【００２５】溶鋼を昇熱する場合には、図１に示す上吹
き羽口５から酸化性ガスを供給することができる。ま
た、酸化性ガスの供給羽口は浸漬羽口としてもよい。 【００２６】図２は、本発明方法を実現するための別の
真空精錬装置の構成例を示す概略縦断面図である。この
例は、酸化性ガスを供給するために図１に示す上吹き羽
口５に替わりに、浸漬管２の上部に昇降可能な上吹きラ
ンス６を設けた装置である。 【００２７】本発明方法では、浸漬羽口３の羽口間角度
（Δθ）の範囲は５〜30度とすることが望ましい。各浸
漬羽口３から吹き込まれる攪拌用ガスは、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）が
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。一方、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。 【００２８】浸漬羽口３の浸漬管２内における高さ位置
は、浸漬管２の下端から50〜1000mmとするのが望まし
い。浸漬羽口３の高さ位置が浸漬管２の下端から50mm未
満では、操業初期における耐火物の脱落や操業末期（後
期）の浸漬管溶損の可能性があるため、浸漬羽口３が損
傷を受けて操業が不可能となる可能性がある。浸漬羽口
３の高さ位置を浸漬管２の下端から50mm以上高くしてお
けば、これらの問題が回避できる。 【００２９】一方、浸漬羽口３の高さ位置が浸漬管２の
下端から1000mmを超えると浸漬羽口３が浸漬管２内の溶
鋼表面に近づきすぎるため、管内スプラッシュが増大
し、管内地金付きが大きくなる。管内地金付きが大きく
なると、非操業時の地金切り作業の頻度が高まって生産
性が低下する、または地金切り作業要員の確保により人
件費が高騰するなどの問題点が生じる。 【００３０】本発明方法による精錬処理中の真空度は、
溶鋼の循環、攪拌および脱ガス速度に大きな影響を与え
る。したがって、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。溶鋼の循環および攪拌に主
眼をおく処理（添加合金の均一混合処理、酸化性ガス供
給による溶鋼昇熱処理、脱硫処理など）の場合、真空度
は100 Torr以下が望ましい。脱ガスに主眼を置く処理
（脱水素、脱炭、脱窒素）の場合には、高真空度化によ
る平衡濃度の低減が必須であるため、真空度は５Torr以
下が望ましい。 【００３１】本発明方法では、脱ガス主体の処理の場合
には取鍋内および筒状浸漬管内の溶鋼面上のスラグの存
在の有無は問わないが、精錬処理開始前のスラグ量はで
きるだけ少量とするのが望ましい。脱硫主体または溶鋼
の昇熱、清浄化主体の処理の場合、および脱硫と脱ガス
を同時に処理する場合には、筒状浸漬管内の溶鋼面上ス
ラグ量の範囲は５〜50kg/tonとするのが望ましい。 【００３２】以上のような本発明方法の前提条件の下で
の検討結果に基づき、本発明方法における条件を前記の
ように限定した理由について、図３〜図８により次に説
明する。 【００３３】浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄ0 との比Ｄ／
Ｄ0 ： 0.5〜0.8 浸漬管内径が小さいと、それにともない浸漬管内側の脱
ガス反応あるいは脱硫などのスラグ−メタル間反応に有
効に寄与する反応界面積が減少する。そこで、有効反応
界面積を確保するために必要な浸漬管の内径条件を種々
検討した。その結果、Ｄ／Ｄ0 と脱水素および脱硫速度
との間に密接な関係があることがわかった。これらを図
３および図４により説明する。 【００３４】図３は、脱硫速度定数に及ぼすＤ／Ｄ0 の
影響を示す図である。図４は、脱水素速度定数に及ぼす
Ｄ／Ｄ0 の影響を示す図である。脱硫速度定数ＫS およ
び脱水素速度定数ＫH は次の各式から求めた。 【００３５】ＫS ＝Ln（〔Ｓ0 〕／〔Ｓe 〕）／Ｔ ＫH ＝Ln（〔Ｈ0 〕／〔Ｈe 〕）／Ｔ 但し、〔Ｓ0 〕：処理前溶鋼中の水素濃度(ppm) 〔Ｓe 〕：処理後溶鋼中の水素濃度(ppm) 〔Ｈ0 〕：処理前溶鋼中の水素濃度(ppm) 〔Ｈe 〕：処理後溶鋼中の水素濃度(ppm) Ｔ：処理時間（分） 図示するように、Ｄ／Ｄ0 が0.5 未満になると脱ガス速
度および脱硫速度が著しく低下した。したがって、Ｄ／
Ｄ0 は0.5 以上であることが必要である。一方、浸漬管
は取鍋内溶鋼に浸漬させる必要があるため、その外径を
取鍋内径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。 【００３６】攪拌ガス流量Ｑ： 0.004〜0.03 Nm3/min
・ton この攪拌ガス流量Ｑは、全処理溶鋼量に対する合計量で
ある。前述のようにＤ／Ｄ0 を最適化しても、精錬反応
速度が十分でないヒート、または精錬反応速度は十分で
あっても飛散物の付着またはこれによる真空排気阻害な
どの操業上の問題のあるヒートが存在することがあり、
その原因は攪拌ガス流量の最適化がなされていないため
であることがわかった。 【００３７】そこで、有効反応界面積を確保するためＤ
／Ｄ0 を 0.5〜0.8 とした上で、必要な攪拌ガス流量を
種々検討した結果、全処理溶鋼量に対する攪拌ガス合計
流量を前記範囲とすれば、精錬反応速度および操業上の
問題が解消するというデータを得た。これを図５および
図６により説明する。 【００３８】図５は、脱水素速度定数に及ぼす攪拌ガス
流量の影響を示す図である。図６は、脱硫速度定数に及
ぼす攪拌ガス流量の影響を示す図である。図示するよう
に攪拌ガス流量Ｑが0.004Nm3/min・ton 未満になるか、
または0.03 Nm3/min・ton を超えると脱水素速度および
脱硫速度が著しく低下した。 【００３９】攪拌ガス流量Ｑを大きくすれば、真空槽内
の攪拌が十分に行え、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し、各種の精錬反応速度も
向上する。 【００４０】例えば、脱ガス処理の場合、攪拌ガス中へ
の溶鋼中脱ガス種成分の拡散が律速となる場合がある。
このような場合には、攪拌ガス流量を増加させると、脱
ガス速度向上効果が得られる。脱硫処理のようにスラグ
−溶鋼間反応を促進させる必要がある場合にも、攪拌ガ
ス流量を増加させるとスラグおよび溶鋼側の物質移動係
数またはスラグの溶鋼中への懸濁促進による有効反応界
面積を増加させることにより、反応速度の向上効果が得
られる。 【００４１】図５および６図からわかるように、攪拌ガ
ス流量Ｑが0.004Nm3/min・ton 以上であれば上記効果を
得ることができる。一方、0.004Nm3/min・ton 未満では
溶鋼の攪拌および循環が不十分となり、脱ガス反応の場
合には溶鋼側拡散律速となってしまう。これは、スラグ
−溶鋼間反応の場合には両者の物質移動係数と有効反応
界面積との値が十分高められないからである。 【００４２】しかし、攪拌ガス流量Ｑが0.03 Nm3/min・
ton を超えて増加しすぎると、真空ポンプの負荷が増大
し、浸漬管内の圧力が低下しない。このため、必要な脱
ガス対象ガスの平衡濃度が低下しなくなり、したがって
脱ガス速度も低下する。 【００４３】さらに、攪拌ガス流量Ｑが0.03 Nm3/min・
ton を超えると、浸漬管内溶鋼上に存在するスラグの飛
散が増大する。スラグは溶鋼よりも比重が小さいため、
溶鋼のスプラッシュよりも容易に飛散する。この結果、
スラグ精錬に必要な有効スラグ量が低下するため、脱硫
速度などもやはり低下する。また、同じ理由で飛散した
スラグは容易に排気ダクト等の排気系に堆積し、真空度
の悪化が生ずる。操業上においても浸漬管内の溶鋼スプ
ラッシュやスラグの飛散量が増大し、管内地金付きや地
金・スラグの排気系への吸い込みなどの問題が生じ、堆
積ダストの頻繁な清掃による操業効率の低下、甚だしい
場合には排気系の損傷にまで及ぶ場合がある。 【００４４】本発明者が、浸漬管天蓋に設けたモニター
カメラで観察したところ、攪拌ガス流量Ｑが0.03 Nm3/m
in・ton を超えた場合に管内スプラッシュが急激に増大
する様子が確認できた。処理終了後の浸漬管内調査で
は、溶鋼面よりも上部の浸漬羽口設置側の浸漬管内壁に
棚状の地金付き、または真空排気ダクトの入口にこの部
分を閉塞させるような地金付きが多発しているのが認め
られた。 【００４５】棚状の地金付きが生ずると、合金投入口か
ら添加した合金等がこの棚上に引っかかって合金の歩留
まりが変化し、成分調整が困難となる。排気ダクトを閉
塞させるような地金付きが生じると、真空槽内の真空度
が十分高めることができないため、脱ガス処理に支障が
生じる。 【００４６】浸漬羽口設置の中心角θ（度) ：攪拌ガ
ス流量Ｑとの関係において下記（１）式を満たす範囲 〔（−100 ×Ｑ1/3)＋165 〕≦θ≦〔（−100 ×Ｑ1/3)＋225 〕・・
(1) この(1) 式では、攪拌ガス流量Ｑの値を前記の範囲で
代入し、得られた計算値はその単位を度（°）として取
り扱う。そして、中心角θの最適範囲は選択する攪拌ガ
ス流量Ｑによって変わる。 【００４７】前記のように浸漬管内径と取鍋内径との比
Ｄ／Ｄ0 および攪拌ガス流量Ｑを最適化したにもかかわ
らず、脱ガス、脱硫および清浄化処理が不十分なヒート
が発生したため、Ｄ／Ｄ0 を 0.5〜0.8 、攪拌ガス流量
Ｑ(Nm3/min・ton)を 0.004〜0.03とした上で、さらに攪
拌ガス流量Ｑと浸漬羽口設置の中心角θとの関係を調査
した。この調査で得られたデータを図７および図８に示
す。 【００４８】図７は、脱水素速度定数、中心角θおよび
攪拌ガス流量Ｑの関係を示す図である。図８は、脱硫速
度定数、中心角θおよび攪拌ガス流量Ｑの関係を示す図
である。ただし、横軸はＱ1/3 〔(Nm3/min・ton)〕1/3
である。 【００４９】図示するように、中心角θと脱水素および
脱硫速度との間には密接な関係がある。図７からわかる
ように、脱水素速度定数ＫH を0.2 (1/min) 以上、脱硫
速度ＫS を0.2(1/min)以上とするためには、浸漬羽口設
置の中心角θ（度）は前記の(1) 式を満足する必要があ
る。 【００５０】中心角θが（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)度未満
では、浸漬管内の溶鋼上昇流域が下降流域よりも小さく
なって下降流域での溶鋼の下降流速が著しく低下し、浸
漬管内溶鋼とと取鍋内溶鋼との入れ替え、循環速度が小
さくなる。また、攪拌ガス流量Ｑ（またはＱ1/3)が大き
くなるほど溶鋼の上昇流域が相対的に大きくなり、溶鋼
の下降流域が相対的に低下する。したがって、上記のよ
うに攪拌ガス流量Ｑが大きくなるにつれて、θの下限値
を小さくする必要がある。 【００５１】一方、中心角θが（−100 ×Ｑ1/3 ＋225)
度を超えると、上記と逆に浸漬管内溶鋼の上昇流域が下
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。また、攪拌ガス
流量Ｑ（またはＱ1/3)が大きくなるにつれて、上記と同
様に溶鋼の上昇流域が相対的に増加する。したがって、
攪拌ガス流量が大きくなるにつれて、θの上限値も小さ
くする必要がある。 【００５２】 【実施例】 （実施例１）転炉で粗脱炭した溶鋼（炭素濃度0.04〜0.
12wt% 、終点温度1630〜1680℃）を250 トン取鍋（Ｄ0=
４m)に出鋼した（鍋中温度1610〜1660℃）。出鋼中には
金属Al（１〜３kg/t) を脱酸のために添加した。また、
出鋼中に生石灰を５〜15kg/t投入し、浸漬管内のスラグ
量が５〜50kg/t程度に制御できるように取鍋内スラグ量
を調整するとともに、取鍋内スラグの(%CaO)/(%Al2O3)
を 1.2〜2.0 に調整した。真空精錬処理前の溶鋼中水素
濃度は 6.9〜8.2ppm、同じく硫黄濃度は40〜50ppm であ
った。 【００５３】図１に示す構成の装置を用いて、取鍋内溶
鋼中に筒状浸漬管を浸漬(h＝２m)し、浸漬管内を真空排
気した状態で、浸漬管下端から200mm の内壁に設けた浸
漬羽口（内径３mm径×８〜１４本、中心角θ 120〜210
度、Δθ10〜25度）からArガスを吹き込んで溶鋼のガス
攪拌を行い、脱水素と脱硫の同時処理を行った。なお、
処理中の真空度は２Torrに制御し、全処理溶鋼量に対す
る攪拌ガス流量Ｑは、0.003〜0.05 Nm3/min・ton とな
るようにした。 【００５４】各ヒートで９〜11分間の処理を行った。攪
拌ガス流量が0.03 Nm3/min・ton を超える試験では、ス
プラッシュの異常な増加が観察された。表１に上記試験
のうちの脱水素条件および結果を示す。 【００５５】 【表１】【００５６】Ｄ／Ｄ0 が0.7 であるNo.1〜11のヒートに
おける結果は、以下のとおりであった。 【００５７】脱水素速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.02
Nm3/min・ton の条件では中心角θの範囲が 138〜198
度（最適範囲）で、またＱが0.005Nm3/min・ton の条件
ではθの範囲が 148〜208 度（最適範囲）で、いずれも
0.20(1/min) 以上と良好な結果が得られた。しかし、上
記以外のθでは脱水素速度定数は0.12(1/min) 以下であ
った。 【００５８】さらに、Ｑが0.003Nm3/min・ton の条件で
はθの範囲が 151〜211 度（最適範囲）であっても、ま
たＱが0.05 Nm3/min・ton の条件ではθの範囲が 128〜
188度（最適範囲）であっても、脱水素速度定数は0.12
(1/min) 以下と低かった。 【００５９】Ｄ／Ｄ0 が0.4 である No.12〜19のヒート
における結果は、以下のとおりであった。 【００６０】脱水素速度定数は、Ｑが0.02 Nm3/min・to
n および0.005Nm3/min・ton の条件では、θにかかわら
ず0.12(1/min) 以下と低かった。 【００６１】以上から、脱水素速度定数を0.20(1/min)
以上にするためには、Ｄ／Ｄ0 を0.5 以上、攪拌ガス流
量Ｑの範囲を 0.004〜0.03 Nm3/min・ton として、中心
角θの範囲を（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)〜（−100 ×Ｑ
1/3 ＋225)度に制御する必要があることがわかる。 【００６２】表２に上記の脱水素処理と同時に実施した
脱硫処理の結果を示す。 【００６３】 【表２】 【００６４】Ｄ／Ｄ0 が0.7 であるNo.1〜11のヒートに
おける結果は、以下のとおりであった。 【００６５】脱硫速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.02 N
m3/min・ton の条件では中心角θの範囲が 138〜198 度
（最適範囲）で、またＱが0.005Nm3/min・ton の条件で
はθの範囲が 148〜208 度（最適範囲）で、いずれも0.
20(1/min) 以上と良好な結果が得られた。しかし、上記
以外のθでは脱水素速度定数は0.10(1/min) 以下であっ
た。 【００６６】脱硫速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.003N
m3/min・ton の条件では、θの範囲が 151〜211 度（最
適範囲）であっても、またＱが0.05 Nm3/min・ton の条
件では、θの範囲が 128〜188 度（最適範囲）であって
も、0.10(1/min) 以下と低かった。 【００６７】Ｄ／Ｄ0 が0.4 である No.12〜19のヒート
における結果は、以下のとおりであった。 【００６８】脱硫速度定数は、攪拌ガス流量Ｑが0.02 N
m3/min・ton および0.005Nm3/min・ton の条件では、中
心角θにかかわらず0.10(1/min) 以下と低かった。 【００６９】以上から、脱硫速度定数を0.20(1/min) 以
上にするためには、Ｄ／Ｄ0 を0.5以上、攪拌ガス流量
Ｑの範囲を 0.004〜0.03 Nm3/min・ton として、中心角
θを（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)〜（−100 ×Ｑ1/3 ＋225)
度の範囲に制御する必要があることがわかる。 【００７０】（実施例２）転炉で粗脱炭した溶鋼（炭素
濃度0.02〜0.15Wt％、終点温度1620〜1650℃）を250 ト
ン取鍋（Ｄ0=４m)に出鋼した（鍋中温度1600〜1630
℃）。その際、転炉スラグが約10kg/t取鍋内に流入し
た。また、出鋼中には金属Al（１〜３kg/t) を脱酸のた
めに添加し、処理前の溶鋼中のT.〔Ｏ〕分析用サンプル
を採取した。処理前溶鋼温度は1580〜1620℃であった。 【００７１】図２に示す構成の装置を用いて、250 トン
取鍋（Ｄ0=４m)に収容した溶鋼中に筒状浸漬管を浸漬(h
＝２m)し、浸漬管内を真空排気した状態で浸漬管下端か
ら250mm の内壁に設けた浸漬羽口（内径３mm径×８〜１
４本、中心角θ 120〜220 度、Δθ10〜25度）からArガ
スを2.5 Nm3/min で吹き込んで、浸漬管内に金属Alを1.
6kg/t 添加しつつ溶鋼のガス攪拌を５分間行った。その
後、ガス攪拌を継続しながら上吹きランス（ランス高さ
は３m ）から酸素0.2Nm3/min・ton を溶鋼表面に５分間
吹き付けた。処理中の真空度は50Torrに制御した。上記
条件では、全処理溶鋼量に対する攪拌ガス流量は0.01 N
m3/min・ton となる。 【００７２】上記のような条件で各ヒートで約40℃の溶
鋼昇熱処理を行った。さらに、酸素供給を止め、ガス攪
拌を３分間継続し、処理後の溶鋼中のT.〔Ｏ〕分析用サ
ンプルを採取した。表３に精錬処理条件とT.〔Ｏ〕の分
析結果を示す。 【００７３】 【表３】 【００７４】Ｄ／Ｄ0 が0.65の条件で行った No.20〜25
では、攪拌ガス流量Ｑが0.01 Nm3/min・ton において中
心角θの範囲が 143〜203 度（最適範囲）で良好な溶鋼
清浄性（T.〔Ｏ〕＜20ppm)が得られた。しかし、上記以
外のθでは溶鋼清浄度は悪化した（T.〔Ｏ〕＞50ppm)。
また、攪拌ガス流量Ｑが0.0035 Nm3/min・ton におい
て、θの範囲が 150〜210 度（最適範囲）でも清浄性は
悪化した。 【００７５】Ｄ／Ｄ0 が0.4 の条件で行った No.26〜30
では、攪拌ガス流量0.01 Nm3/min・ton においてθの範
囲が 143〜203 度（最適範囲）であっても、溶鋼清浄度
は悪化した（T.〔Ｏ〕＞50ppm)。 【００７６】以上から、昇熱処理後のT.〔Ｏ〕を20ppm
未満にするためには、Ｄ／Ｄ0 を0.5 以上とし、中心角
θの範囲を（−100 ×Ｑ1/3 ＋165)〜（−100 ×Ｑ1/3
＋225)度に制御する必要があることがわかる。 【００７７】 【発明の効果】本発明方法によれば、短時間の真空精錬
処理で到達〔Ｈ〕および〔Ｓ〕の濃度を著しく低減し、
または昇熱時の清浄性を向上することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明方法を実現するための真空精錬装置の構
成例を示す図である。（ａ）は真空排気した状況を示す
概略縦断面図、（ｂ）は（ａ）の浸漬羽口３の設置位置
における概略水平断面図である。 【図２】本発明方法を実現するための別の真空精錬装置
の構成例を示す概略縦断面図である。 【図３】脱硫速度定数に及ぼすＤ／Ｄ0 の影響を示す図
である。 【図４】脱水素速度定数に及ぼすＤ／Ｄ0 の影響を示す
図である。 【図５】脱水素速度定数に及ぼす攪拌ガス流量の影響を
示す図である。 【図６】脱硫速度定数に及ぼす攪拌ガス流量の影響を示
す図である。 【図７】脱水素速度定数、中心角θおよび攪拌ガス流量
Ｑの関係を示す図である。 【図８】脱硫速度定数、中心角θおよび攪拌ガス流量Ｑ
の関係を示す図である。 【符号の説明】 １：取鍋、 ２：筒状浸漬管、３：浸漬羽口、４：溶
鋼、 ５：上吹き羽口、６：上吹きランス、Ｄ：筒状浸
漬管内径、 ＤO ：取鍋内径、θ：中心角（浸漬
羽口の設置範囲）、Δθ：浸漬羽口の羽口間角度、ｈ：
攪拌ガス吹き込み深さ
成例を示す図である。（ａ）は真空排気した状況を示す
概略縦断面図、（ｂ）は（ａ）の浸漬羽口３の設置位置
における概略水平断面図である。 【図２】本発明方法を実現するための別の真空精錬装置
の構成例を示す概略縦断面図である。 【図３】脱硫速度定数に及ぼすＤ／Ｄ0 の影響を示す図
である。 【図４】脱水素速度定数に及ぼすＤ／Ｄ0 の影響を示す
図である。 【図５】脱水素速度定数に及ぼす攪拌ガス流量の影響を
示す図である。 【図６】脱硫速度定数に及ぼす攪拌ガス流量の影響を示
す図である。 【図７】脱水素速度定数、中心角θおよび攪拌ガス流量
Ｑの関係を示す図である。 【図８】脱硫速度定数、中心角θおよび攪拌ガス流量Ｑ
の関係を示す図である。 【符号の説明】 １：取鍋、 ２：筒状浸漬管、３：浸漬羽口、４：溶
鋼、 ５：上吹き羽口、６：上吹きランス、Ｄ：筒状浸
漬管内径、 ＤO ：取鍋内径、θ：中心角（浸漬
羽口の設置範囲）、Δθ：浸漬羽口の羽口間角度、ｈ：
攪拌ガス吹き込み深さ
Claims (1)
- (57)【特許請求の範囲】 【請求項１】取鍋、筒状浸漬管およびこの浸漬管下端近
傍の内壁に設けた攪拌ガス吹き込み用浸漬羽口を備えた
装置を用いる溶鋼の真空精錬方法であって、取鍋内溶鋼
に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、浸漬羽口からガスを吹
き込むにあたり、浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ
／Ｄo を 0.5〜0.8 、攪拌ガス流量Ｑ(Nm3/min・ton)を
0.004〜0.03とし、かつ、浸漬羽口は単段または複数段
で複数本、これらの羽口の浸漬管周方向の位置は浸漬管
の水平断面方向の中心角θ（度) が下記(1) 式を満たす
範囲とすることを特徴とする溶鋼の真空精錬方法。 〔（−100 ×Ｑ1/3)＋165 〕≦θ≦〔（−100 ×Ｑ1/3)＋225 〕・・(1) ただし、Ｑ：攪拌ガス流量(Nm3/min・ton)
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27725695A JP3374618B2 (ja) | 1995-10-25 | 1995-10-25 | 溶鋼の真空精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27725695A JP3374618B2 (ja) | 1995-10-25 | 1995-10-25 | 溶鋼の真空精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09118913A JPH09118913A (ja) | 1997-05-06 |
| JP3374618B2 true JP3374618B2 (ja) | 2003-02-10 |
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Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP27725695A Expired - Fee Related JP3374618B2 (ja) | 1995-10-25 | 1995-10-25 | 溶鋼の真空精錬方法 |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3374618B2 (ja) |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5729875B2 (ja) * | 2011-09-30 | 2015-06-03 | 黒崎播磨株式会社 | 溶鋼の真空脱ガス用浸漬管 |
-
1995
- 1995-10-25 JP JP27725695A patent/JP3374618B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| JPH09118913A (ja) | 1997-05-06 |
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