JP3496529B2 - Ｒｈ真空精錬方法 - Google Patents
Ｒｈ真空精錬方法Info
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- JP3496529B2 JP3496529B2 JP21452798A JP21452798A JP3496529B2 JP 3496529 B2 JP3496529 B2 JP 3496529B2 JP 21452798 A JP21452798 A JP 21452798A JP 21452798 A JP21452798 A JP 21452798A JP 3496529 B2 JP3496529 B2 JP 3496529B2
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/10—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions
- Y02P10/143—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions of methane [CH4]
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- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、ＲＨ真空脱ガス装
置の上昇管内の環流ガス気泡を容易に微細化し、脱炭速
度および脱酸速度を上げるとともに、脱酸処理時の溶鋼
中の窒素および酸素の到達濃度を低下させるＲＨ真空精
錬方法に関する。
置の上昇管内の環流ガス気泡を容易に微細化し、脱炭速
度および脱酸速度を上げるとともに、脱酸処理時の溶鋼
中の窒素および酸素の到達濃度を低下させるＲＨ真空精
錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】ＲＨ真空脱ガス装置を使用して、真空精
錬を効率よく進行させるために、これまでにいろいろな
試みがなされている。
錬を効率よく進行させるために、これまでにいろいろな
試みがなされている。
【０００３】例えば、極低炭素鋼の真空脱炭に必要な環
流速度を得るために浸漬管径を大きくすると、浸漬管の
寿命が低下し、吹き付け補修の頻度や補修剤の原単位の
悪化を来し、浸漬管の交換頻度が増大して生産性の低下
を引き起こす。
流速度を得るために浸漬管径を大きくすると、浸漬管の
寿命が低下し、吹き付け補修の頻度や補修剤の原単位の
悪化を来し、浸漬管の交換頻度が増大して生産性の低下
を引き起こす。
【０００４】浸漬管の実質内径を拡大する手段として浸
漬管形状を楕円にしたり、下部槽形状を楕円にしたりす
る例も報告されているが、浸漬管や下部槽を楕円形状に
した場合には耐火物同士の熱膨張が均等にならないた
め、耐火物寿命が低下する。
漬管形状を楕円にしたり、下部槽形状を楕円にしたりす
る例も報告されているが、浸漬管や下部槽を楕円形状に
した場合には耐火物同士の熱膨張が均等にならないた
め、耐火物寿命が低下する。
【０００５】環流速度増大のために、単純に環流ガス流
量を上げると真空槽内のスプラッシュが激しくなり、真
空槽内の地金付きが増大する。これは、単純にガス流量
を増加させると生成気泡径が大きくなり、真空槽内浴表
面での気泡の破裂が激しくなるからである。
量を上げると真空槽内のスプラッシュが激しくなり、真
空槽内の地金付きが増大する。これは、単純にガス流量
を増加させると生成気泡径が大きくなり、真空槽内浴表
面での気泡の破裂が激しくなるからである。
【０００６】特開平２−１９７５１５号公報に、取鍋底
部にポーラスプラグを設置し、ポーラスプラグから出た
微細気泡を上昇管へ導くことを示しているが、溶鋼内に
おいては、表面張力の関係でポーラスプラグ出口での気
泡がある程度大きくならないと離脱することができない
ため、微細気泡を発生できない。
部にポーラスプラグを設置し、ポーラスプラグから出た
微細気泡を上昇管へ導くことを示しているが、溶鋼内に
おいては、表面張力の関係でポーラスプラグ出口での気
泡がある程度大きくならないと離脱することができない
ため、微細気泡を発生できない。
【０００７】また、取鍋にポーラスプラグを設置する必
要があり、ポーラスプラグの設置コスト、取鍋メンテナ
ンスコスト、漏鋼の危険などの問題を生じる。
要があり、ポーラスプラグの設置コスト、取鍋メンテナ
ンスコスト、漏鋼の危険などの問題を生じる。
【０００８】さらに、ポーラスプラグから出た気泡は必
ずしも上昇管に入るとは限らず、取鍋溶鋼表面に浮上し
た場合は、溶鋼あるいはスラグの横溢、処理中の測温・
サンプリング作業への支障などが生じるという問題があ
る。
ずしも上昇管に入るとは限らず、取鍋溶鋼表面に浮上し
た場合は、溶鋼あるいはスラグの横溢、処理中の測温・
サンプリング作業への支障などが生じるという問題があ
る。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、環流
ガスとして炭化水素を使用することにより、ＲＨ真空脱
ガス装置の上昇管内の環流ガス気泡を容易に微細化し、
脱炭速度および脱酸速度を上げるとともに、溶鋼中の窒
素および酸素の到達濃度を低下させるＲＨ真空精錬方法
を提供することにある。
ガスとして炭化水素を使用することにより、ＲＨ真空脱
ガス装置の上昇管内の環流ガス気泡を容易に微細化し、
脱炭速度および脱酸速度を上げるとともに、溶鋼中の窒
素および酸素の到達濃度を低下させるＲＨ真空精錬方法
を提供することにある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】発明者は、検討を重ねた
結果、以下の(1) 〜(6) の知見を得た。 (1) 飽和炭化水素（以下、単に炭化水素という）は、一
般式で表すとＣn Ｈ2n+2であり、溶鋼温度ではｎＣ＋
（ｎ＋１）Ｈ2 に分解する。この分解反応により、羽口
から流した炭化水素量の（ｎ＋１）倍のＨ2 ガスを浸漬
管内に導入することができる。
結果、以下の(1) 〜(6) の知見を得た。 (1) 飽和炭化水素（以下、単に炭化水素という）は、一
般式で表すとＣn Ｈ2n+2であり、溶鋼温度ではｎＣ＋
（ｎ＋１）Ｈ2 に分解する。この分解反応により、羽口
から流した炭化水素量の（ｎ＋１）倍のＨ2 ガスを浸漬
管内に導入することができる。
【００１１】例えば、プロパン（Ｃ3 Ｈ8 ）は分子量４
４であり、通常環流ガスとして使用しているＡｒガスの
分子量４０とほぼ同じであり、ガス密度ρがほぼ同じと
みなせるため、下記のベルヌーイの定理からＡｒガスと
ほぼ同じ羽口でのガス流速（羽口の管断面積一定として
ほぼ同じ流量）が得られる。
４であり、通常環流ガスとして使用しているＡｒガスの
分子量４０とほぼ同じであり、ガス密度ρがほぼ同じと
みなせるため、下記のベルヌーイの定理からＡｒガスと
ほぼ同じ羽口でのガス流速（羽口の管断面積一定として
ほぼ同じ流量）が得られる。
【００１２】
ｖ2 ／２＋ｐ／ρ＋ｇｚ＝一定（ベルヌーイの定理）
ここで、ｖ：羽口でのガス流速、ｐ：圧力、ρ：密度、
ｇ：重力の加速度、ｚ：任意の水平面からの高さであ
る。
ｇ：重力の加速度、ｚ：任意の水平面からの高さであ
る。
【００１３】羽口位置が同一である場合、ｇｚが一定と
なるため、ｖ2 ／２＋ｐ／ρ＝一定として、式を整理す
ると、（１／２）ρｖ2 ＋ｐ＝一定となる。
なるため、ｖ2 ／２＋ｐ／ρ＝一定として、式を整理す
ると、（１／２）ρｖ2 ＋ｐ＝一定となる。
【００１４】さらに、ｐ＝一定として整理すると、ρｖ
2 ＝一定となり、一定圧力下でガス密度ρがほぼ同じで
あれば、ほぼ同じ流速ｖとなる。
2 ＝一定となり、一定圧力下でガス密度ρがほぼ同じで
あれば、ほぼ同じ流速ｖとなる。
【００１５】プロパン（Ｃ3 Ｈ8 ）は分解後４倍の体積
の水素（Ｈ2 ）となるため、同一羽口でＡｒからプロパ
ンに切り替えることにより、実質的な環流ガスの可変幅
は４倍となる。
の水素（Ｈ2 ）となるため、同一羽口でＡｒからプロパ
ンに切り替えることにより、実質的な環流ガスの可変幅
は４倍となる。
【００１６】この時、Ａｒとプロパンの混合比を調整す
ることにより、環流ガスは１〜４倍の間で連続的に羽口
からの吹き込みガス量を制御することができる。しか
も、羽口を通過する際の平均ガス分子量はＡｒとプロパ
ンの混合比を変えてもほとんど変化しないため、羽口内
での圧損が変化しない。従って、羽口におけるガス圧力
の管理を従来のＡｒガスの羽口管理と同様に行うことが
できる。
ることにより、環流ガスは１〜４倍の間で連続的に羽口
からの吹き込みガス量を制御することができる。しか
も、羽口を通過する際の平均ガス分子量はＡｒとプロパ
ンの混合比を変えてもほとんど変化しないため、羽口内
での圧損が変化しない。従って、羽口におけるガス圧力
の管理を従来のＡｒガスの羽口管理と同様に行うことが
できる。
【００１７】炭化水素としてメタン（ＣＨ4 ）を使用し
た場合、分子量がＡｒの１／２．５であるため、２．５
の平方根である約１．６倍のメタンの流量を流すことが
可能となる。
た場合、分子量がＡｒの１／２．５であるため、２．５
の平方根である約１．６倍のメタンの流量を流すことが
可能となる。
【００１８】メタンは分解後２倍の体積の水素（Ｈ2 ）
となるため、Ａｒ単独と同じ羽口の圧力条件では、Ａｒ
ガスの約３倍の環流ガスを流すことができる。
となるため、Ａｒ単独と同じ羽口の圧力条件では、Ａｒ
ガスの約３倍の環流ガスを流すことができる。
【００１９】以上の知見から、炭化水素の利用によって
環流ガス流量を容易に増大できることがわかる。
環流ガス流量を容易に増大できることがわかる。
【００２０】(2) 上昇管用の浸漬管内壁に設けた環流用
ガスの吹き込み羽口からＡｒおよび炭化水素の溶鋼中へ
の添加を行い、その気泡径をＸ線透過法で調査した結
果、Ａｒガスの気泡径は非常に大きいのに対し、炭化水
素から分解生成された水素ガスの気泡径は著しく微細に
なる。
ガスの吹き込み羽口からＡｒおよび炭化水素の溶鋼中へ
の添加を行い、その気泡径をＸ線透過法で調査した結
果、Ａｒガスの気泡径は非常に大きいのに対し、炭化水
素から分解生成された水素ガスの気泡径は著しく微細に
なる。
【００２１】(3) 上昇管用の浸漬管内壁に設けた環流用
ガス吹き込み羽口から炭化水素を単独で流し続けた場
合、炭化水素吹き込み羽口近傍で溶鋼が凝固し吹き込み
羽口が閉塞し、安定した炭化水素の吹き込みができな
い。
ガス吹き込み羽口から炭化水素を単独で流し続けた場
合、炭化水素吹き込み羽口近傍で溶鋼が凝固し吹き込み
羽口が閉塞し、安定した炭化水素の吹き込みができな
い。
【００２２】溶鋼の凝固原因は、炭化水素の分解時の吸
熱反応により溶鋼が炭化水素吹き込み羽口近傍で冷却さ
れるからである。
熱反応により溶鋼が炭化水素吹き込み羽口近傍で冷却さ
れるからである。
【００２３】(4) 羽口近傍で冷却の原因は、炭化水素吹
き込み用羽口の金属性パイプは溶鋼を保持する耐火物内
を貫通しており、常温の炭化水素を金属性パイプに流す
と、炭化水素はパイプ内を通過する際に、前記耐火物か
ら熱の供給を受けて炭化水素の温度が上昇し、炭化水素
が金属性パイプ内で分解反応を起こすからである。
き込み用羽口の金属性パイプは溶鋼を保持する耐火物内
を貫通しており、常温の炭化水素を金属性パイプに流す
と、炭化水素はパイプ内を通過する際に、前記耐火物か
ら熱の供給を受けて炭化水素の温度が上昇し、炭化水素
が金属性パイプ内で分解反応を起こすからである。
【００２４】この耐火物から熱供給を絶つためには炭化
水素が通過するパイプの外側に断熱領域を確保すればよ
いという着想を得た。
水素が通過するパイプの外側に断熱領域を確保すればよ
いという着想を得た。
【００２５】(5) 上記着想に基づき、各種炭化水素の吹
き込み方法を検討した結果、上昇管用の浸漬管内壁に設
けた環流用ガス吹き込み羽口を二重管とし、内管に炭化
水素を、外管と内管のスリット部分に断熱性ガスを吹き
込む方法が上記炭化水素の分解反応を防止するのに有効
であることを見出した。
き込み方法を検討した結果、上昇管用の浸漬管内壁に設
けた環流用ガス吹き込み羽口を二重管とし、内管に炭化
水素を、外管と内管のスリット部分に断熱性ガスを吹き
込む方法が上記炭化水素の分解反応を防止するのに有効
であることを見出した。
【００２６】ここで、以下の説明では、外管と内管のス
リット部分を単に外管と記載する。 (6) 上記知見を確認するため、実機２５０トン（以下、
ｔと記載する）取鍋に収容した溶鋼を用いてＲＨ真空脱
ガス装置における溶鋼の均一混合時間を各種環流ガス吹
き込み条件下で測定した。
リット部分を単に外管と記載する。 (6) 上記知見を確認するため、実機２５０トン（以下、
ｔと記載する）取鍋に収容した溶鋼を用いてＲＨ真空脱
ガス装置における溶鋼の均一混合時間を各種環流ガス吹
き込み条件下で測定した。
【００２７】ＲＨ上昇用の浸漬管内壁に設けた環流ガス
吹き込み羽口１２本を二重管とし、内管から炭化水素
を、外管から断熱性ガスを吹き込む本方法と、比較例１
として単管でＡｒガス量を変えて吹き込む方法、比較例
２として単管で炭化水素を吹き込む方法、比較例３とし
て二重管を使用するが、内管から酸素、外管から炭化水
素を吹き込む方法とを実施、比較した。
吹き込み羽口１２本を二重管とし、内管から炭化水素
を、外管から断熱性ガスを吹き込む本方法と、比較例１
として単管でＡｒガス量を変えて吹き込む方法、比較例
２として単管で炭化水素を吹き込む方法、比較例３とし
て二重管を使用するが、内管から酸素、外管から炭化水
素を吹き込む方法とを実施、比較した。
【００２８】各種ガスの吹き込み量は、本方法は内管：
Ｃ3 Ｈ8 ：１Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、外管：Ａｒ：１Ｎｍ3 ／
ｍｉｎ、比較例１−１はＡｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較
例１−２はＡｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較例１−３は単
管：Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較例２は単管：Ｃ3 Ｈ
8 ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較例３は内管：Ｏ2 ：３Ｎｍ
3 ／ｍｉｎ、外管：Ｃ3 Ｈ8 ：０．３Ｎｍ3 ／ｍｉｎで
それぞれ約２０分間吹き込んだ。
Ｃ3 Ｈ8 ：１Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、外管：Ａｒ：１Ｎｍ3 ／
ｍｉｎ、比較例１−１はＡｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較
例１−２はＡｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較例１−３は単
管：Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較例２は単管：Ｃ3 Ｈ
8 ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ、比較例３は内管：Ｏ2 ：３Ｎｍ
3 ／ｍｉｎ、外管：Ｃ3 Ｈ8 ：０．３Ｎｍ3 ／ｍｉｎで
それぞれ約２０分間吹き込んだ。
【００２９】比較例２は処理開始後１分以内に羽口が閉
塞したため評価をすることができなかった。
塞したため評価をすることができなかった。
【００３０】ＲＨ真空脱ガス装置内の溶鋼環流が定常に
なった後に、真空槽上部に設けた合金添加口１２（後述
の図１に記載）から平均粒径約５ｍｍの銅（以下、単に
Ｃｕと記す）を２５０ｋｇ添加し、その後１０秒間隔で
取鍋内の溶鋼サンプルを採取し、溶鋼中のＣｕ含有濃度
を分析した。Ｃｕ含有濃度が一定値になるまでにかかっ
た時間（以下、均一混合時間という）は、本方法で７０
秒、比較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で１００
秒、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で８０
秒、比較例３で２００秒であった。
なった後に、真空槽上部に設けた合金添加口１２（後述
の図１に記載）から平均粒径約５ｍｍの銅（以下、単に
Ｃｕと記す）を２５０ｋｇ添加し、その後１０秒間隔で
取鍋内の溶鋼サンプルを採取し、溶鋼中のＣｕ含有濃度
を分析した。Ｃｕ含有濃度が一定値になるまでにかかっ
た時間（以下、均一混合時間という）は、本方法で７０
秒、比較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で１００
秒、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で８０
秒、比較例３で２００秒であった。
【００３１】本方法で均一混合時間が短縮できたのは、
分解ガスにより環流ガス量が増大（内管：Ｃ3 Ｈ8 ：１
Ｎｍ3 ／ｍｉｎ→Ｈ2 ：４Ｎｍ3 ／ｍｉｎ＋外管：Ａ
ｒ：１Ｎｍ3 ／ｍｉｎで、合計５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）し、
かつ気泡径が小さくなり、溶鋼の環流速度が増加したか
らである。比較例１−２のＡｒ流量を５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ
にした場合でも本方法に効果が及ばないのは、Ａｒ流量
を単に増量した場合には気泡径が増大して、吹き抜け現
象が起こり環流効率が低下するからである。比較例３で
混合時間が増加したのは、内管のＯ2 が溶鋼と反応して
ＦｅＯとなり、環流ガスとして機能したのは、Ｃ
3 Ｈ8 ：０．３Ｎｍ3 ／ｍｉｎが熱分解反応（Ｃ3 Ｈ8
→３Ｃ＋４Ｈ2 ）してできた４倍量相当の１．２Ｎｍ3
／ｍｉｎのＨ2 ガスのみであり、本方法の４Ｎｍ3 ／ｍ
ｉｎと比べて小さいからである。
分解ガスにより環流ガス量が増大（内管：Ｃ3 Ｈ8 ：１
Ｎｍ3 ／ｍｉｎ→Ｈ2 ：４Ｎｍ3 ／ｍｉｎ＋外管：Ａ
ｒ：１Ｎｍ3 ／ｍｉｎで、合計５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）し、
かつ気泡径が小さくなり、溶鋼の環流速度が増加したか
らである。比較例１−２のＡｒ流量を５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ
にした場合でも本方法に効果が及ばないのは、Ａｒ流量
を単に増量した場合には気泡径が増大して、吹き抜け現
象が起こり環流効率が低下するからである。比較例３で
混合時間が増加したのは、内管のＯ2 が溶鋼と反応して
ＦｅＯとなり、環流ガスとして機能したのは、Ｃ
3 Ｈ8 ：０．３Ｎｍ3 ／ｍｉｎが熱分解反応（Ｃ3 Ｈ8
→３Ｃ＋４Ｈ2 ）してできた４倍量相当の１．２Ｎｍ3
／ｍｉｎのＨ2 ガスのみであり、本方法の４Ｎｍ3 ／ｍ
ｉｎと比べて小さいからである。
【００３２】次に、極低炭素鋼を溶製するため、脱炭前
の溶鋼中の［Ｃ］ｉ濃度：３００〜４００ｐｐｍから脱
炭後の溶鋼中の［Ｃ］ｆ濃度：３０ｐｐｍまで真空度１
Ｔｏｒｒの条件で、上記と同じ条件下で真空脱炭した結
果、脱炭速度定数Ｋｃは本方法で０．３６ｍｉｎ-1、比
較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．１８ｍｉ
ｎ-1、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．
２２ｍｉｎ-1、比較例２は前記の通り羽口閉塞のため処
理中止、比較例３で０．１２ｍｉｎ-1であった。
の溶鋼中の［Ｃ］ｉ濃度：３００〜４００ｐｐｍから脱
炭後の溶鋼中の［Ｃ］ｆ濃度：３０ｐｐｍまで真空度１
Ｔｏｒｒの条件で、上記と同じ条件下で真空脱炭した結
果、脱炭速度定数Ｋｃは本方法で０．３６ｍｉｎ-1、比
較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．１８ｍｉ
ｎ-1、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．
２２ｍｉｎ-1、比較例２は前記の通り羽口閉塞のため処
理中止、比較例３で０．１２ｍｉｎ-1であった。
【００３３】脱炭速度定数Ｋｃは、下記 式から求め
た。 Ｋｃ＝ｌｎ（［Ｃ］ｉ／［Ｃ］ｆ）／Ｔ ただし、［Ｃ］ｉ：脱炭前炭素濃度（ｐｐｍ）、［Ｃ］
ｆ：脱炭後炭素濃度（ｐｐｍ）、Ｔ：脱炭時間（ｍｉ
ｎ）である。
た。 Ｋｃ＝ｌｎ（［Ｃ］ｉ／［Ｃ］ｆ）／Ｔ ただし、［Ｃ］ｉ：脱炭前炭素濃度（ｐｐｍ）、［Ｃ］
ｆ：脱炭後炭素濃度（ｐｐｍ）、Ｔ：脱炭時間（ｍｉ
ｎ）である。
【００３４】本方法で脱炭速度定数が大きくなったの
は、Ｃ3 Ｈ8 の分解で環流速度が増大し、［Ｃ］濃度の
高い取鍋内溶鋼が高速で脱炭の生じる真空槽内に供給で
きるからであり、分解Ｈ2 の気泡径が小さいために真空
槽内溶鋼面に到達したＨ2 気泡が気相側へ離脱する際に
溶鋼表面を攪拌し、真空脱炭の反応界面面積を増大した
からである。
は、Ｃ3 Ｈ8 の分解で環流速度が増大し、［Ｃ］濃度の
高い取鍋内溶鋼が高速で脱炭の生じる真空槽内に供給で
きるからであり、分解Ｈ2 の気泡径が小さいために真空
槽内溶鋼面に到達したＨ2 気泡が気相側へ離脱する際に
溶鋼表面を攪拌し、真空脱炭の反応界面面積を増大した
からである。
【００３５】すなわち、本方法で脱炭速度定数が増大し
たのは、取鍋内の溶鋼が高速で脱炭の生じる真空槽内に
供給できることと、真空脱炭の反応界面面積を増大した
ことの二つの効果の相乗作用の結果である。
たのは、取鍋内の溶鋼が高速で脱炭の生じる真空槽内に
供給できることと、真空脱炭の反応界面面積を増大した
ことの二つの効果の相乗作用の結果である。
【００３６】比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）
のようにＡｒを大量に吹き込んだ場合は、Ａｒ気泡径が
大きく、真空槽内溶鋼面に到達したＡｒ気泡が吹き抜け
現象を起こすため反応界面の面積増大効果が低下したか
らである。
のようにＡｒを大量に吹き込んだ場合は、Ａｒ気泡径が
大きく、真空槽内溶鋼面に到達したＡｒ気泡が吹き抜け
現象を起こすため反応界面の面積増大効果が低下したか
らである。
【００３７】次に上記脱炭処理後の脱酸処理時の脱酸速
度定数Ｋｏを評価した。脱酸溶鋼中の全酸素濃度［Ｔ．
Ｏ］の脱酸速度定数Ｋｏは、下記式から求めた。
度定数Ｋｏを評価した。脱酸溶鋼中の全酸素濃度［Ｔ．
Ｏ］の脱酸速度定数Ｋｏは、下記式から求めた。
【００３８】
Ｋｏ＝ｌｎ（［Ｔ．Ｏ］ｉ／［Ｔ．Ｏ］ｆ）／Ｔ
ただし、［Ｔ．Ｏ］ｉ：初期全酸素濃度（ｐｐｍ）、
［Ｔ．Ｏ］ｆ：処理後全酸素濃度（ｐｐｍ）、Ｔ：処理
時間（分） 全酸素濃度［Ｔ．Ｏ］の脱酸速度定数Ｋｏは、本方法で
０．１７〜０．２０ｍｉｎ-1、比較例１−１（Ａｒ：２
Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．０８ｍｉｎ-1、比較例１−２
（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．０９ｍｉｎ-1、比較
例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．０９ｍｉｎ
-1、比較例２は、羽口閉塞のためデータなし、比較例３
では逆に全酸素濃度［Ｔ．Ｏ］が増大した。
［Ｔ．Ｏ］ｆ：処理後全酸素濃度（ｐｐｍ）、Ｔ：処理
時間（分） 全酸素濃度［Ｔ．Ｏ］の脱酸速度定数Ｋｏは、本方法で
０．１７〜０．２０ｍｉｎ-1、比較例１−１（Ａｒ：２
Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．０８ｍｉｎ-1、比較例１−２
（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．０９ｍｉｎ-1、比較
例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で０．０９ｍｉｎ
-1、比較例２は、羽口閉塞のためデータなし、比較例３
では逆に全酸素濃度［Ｔ．Ｏ］が増大した。
【００３９】本方法で脱酸速度定数が大きいのは、上昇
管内で微細Ｈ2 気泡が介在物をトラップして浮上分離を
促進したためである。比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／
ｍｉｎ）のＡｒ大流量で脱酸速度定数がほとんど改善さ
れないのは、気泡径が大きいため気泡と介在物の接触確
率が低下するからである。比較例３では添加酸素が溶鋼
中のＡｌ成分と反応し、Ａｌ2 Ｏ3 （アルミナ）介在物
を生成し、逆に全酸素濃度［Ｔ．Ｏ］が増大した。
管内で微細Ｈ2 気泡が介在物をトラップして浮上分離を
促進したためである。比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／
ｍｉｎ）のＡｒ大流量で脱酸速度定数がほとんど改善さ
れないのは、気泡径が大きいため気泡と介在物の接触確
率が低下するからである。比較例３では添加酸素が溶鋼
中のＡｌ成分と反応し、Ａｌ2 Ｏ3 （アルミナ）介在物
を生成し、逆に全酸素濃度［Ｔ．Ｏ］が増大した。
【００４０】脱酸溶鋼中の窒素濃度［Ｎ］の挙動も調査
した。初期［Ｎ］を下記のいずれの条件でも約５０ｐｐ
ｍに合わせ、１１〜１２分処理後の脱酸溶鋼中の［Ｎ］
を調査した。
した。初期［Ｎ］を下記のいずれの条件でも約５０ｐｐ
ｍに合わせ、１１〜１２分処理後の脱酸溶鋼中の［Ｎ］
を調査した。
【００４１】脱酸処理後の［Ｎ］は、本方法で１８〜１
９ｐｐｍ、比較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で
４４ｐｐｍ、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）
で４２ｐｐｍ、比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉ
ｎ）で４０ｐｐｍ、比較例２は羽口閉塞でデータなし、
比較例３で５０ｐｐｍであった。
９ｐｐｍ、比較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）で
４４ｐｐｍ、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）
で４２ｐｐｍ、比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉ
ｎ）で４０ｐｐｍ、比較例２は羽口閉塞でデータなし、
比較例３で５０ｐｐｍであった。
【００４２】本方法で脱窒素が進行するのは、真空槽浴
表面で微細Ｈ2 気泡が溶鋼表面を攪拌し、脱窒素の反応
界面積を増大できるからである。比較例１−３（Ａｒ：
７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の大流量のＡｒでも脱窒素の進行が
小さいのは気泡径が大きいため吹き抜け現象が起こるか
らである。比較例３で脱窒素が進行しないのは、界面活
性元素である酸素濃度が増大し、脱窒素反応が進みにく
い条件になったからである。
表面で微細Ｈ2 気泡が溶鋼表面を攪拌し、脱窒素の反応
界面積を増大できるからである。比較例１−３（Ａｒ：
７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の大流量のＡｒでも脱窒素の進行が
小さいのは気泡径が大きいため吹き抜け現象が起こるか
らである。比較例３で脱窒素が進行しないのは、界面活
性元素である酸素濃度が増大し、脱窒素反応が進みにく
い条件になったからである。
【００４３】上昇用の浸漬管の寿命チャージ数は、本方
法で４８チャージ、比較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍ
ｉｎ）で５０チャージ、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3
／ｍｉｎ）で３８チャージ、比較例１−３（Ａｒ：７Ｎ
ｍ3 ／ｍｉｎ）で２１チャージ、比較例２は羽口閉塞の
ためデータなし、比較例３では１チャージの処理終了後
の浸漬管の溶損が激しく、連続して実験ができなかっ
た。
法で４８チャージ、比較例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍ
ｉｎ）で５０チャージ、比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3
／ｍｉｎ）で３８チャージ、比較例１−３（Ａｒ：７Ｎ
ｍ3 ／ｍｉｎ）で２１チャージ、比較例２は羽口閉塞の
ためデータなし、比較例３では１チャージの処理終了後
の浸漬管の溶損が激しく、連続して実験ができなかっ
た。
【００４４】本方法の耐火物寿命は、比較例１−１（Ａ
ｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の低Ａｒ流量とほぼ同じ寿命で
あった。比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）のＡ
ｒ大流量の場合には径の大きい気泡が浸漬管内壁に沿っ
て上昇するためエロージョンが大きくなり寿命が低下し
た。比較例３では、吹き込み酸素が溶鋼と反応してＦｅ
Ｏを生成し、ＦｅＯは耐火物と反応しやすいため耐火物
を浸食しやすい。
ｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の低Ａｒ流量とほぼ同じ寿命で
あった。比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）のＡ
ｒ大流量の場合には径の大きい気泡が浸漬管内壁に沿っ
て上昇するためエロージョンが大きくなり寿命が低下し
た。比較例３では、吹き込み酸素が溶鋼と反応してＦｅ
Ｏを生成し、ＦｅＯは耐火物と反応しやすいため耐火物
を浸食しやすい。
【００４５】ＲＨでは環流ガスによる溶鋼のスプラッシ
ュが引き起こすＲＨ槽内の地金付きが操業上の問題であ
り、地金付きがある限度に達すると地金切りを実施して
いる。月間の地金切り回数を指数化して比較した。比較
例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の低Ａｒ流量を基
準値１．０とすると、本方法では０．９〜１．１と基準
値とほぼ同じであった。比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3
／ｍｉｎ）で２．５、比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／
ｍｉｎ）で６．２と地金切り回数が多く、比較例２およ
び３では上記に記載の羽口閉塞や浸漬管の損耗が著しい
ためデータの採取ができなかった。
ュが引き起こすＲＨ槽内の地金付きが操業上の問題であ
り、地金付きがある限度に達すると地金切りを実施して
いる。月間の地金切り回数を指数化して比較した。比較
例１−１（Ａｒ：２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の低Ａｒ流量を基
準値１．０とすると、本方法では０．９〜１．１と基準
値とほぼ同じであった。比較例１−２（Ａｒ：５Ｎｍ3
／ｍｉｎ）で２．５、比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3 ／
ｍｉｎ）で６．２と地金切り回数が多く、比較例２およ
び３では上記に記載の羽口閉塞や浸漬管の損耗が著しい
ためデータの採取ができなかった。
【００４６】本方法で地金付きが比較例１−１（Ａｒ：
２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の低Ａｒ流量とほぼ同じなのは、分
解Ｈ2 の気泡径が小さいために真空槽内溶鋼面に到達し
たＨ2 気泡が気相側へ離脱する際に溶鉄粒を吹き飛ばす
量が小さいからである。比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3
／ｍｉｎ）のＡｒ大量吹き込みでは、吹き抜け現象を起
こし、その際に溶鉄粒を真空槽上部まで吹き飛ばすため
地金付きが増大するからである。
２Ｎｍ3 ／ｍｉｎ）の低Ａｒ流量とほぼ同じなのは、分
解Ｈ2 の気泡径が小さいために真空槽内溶鋼面に到達し
たＨ2 気泡が気相側へ離脱する際に溶鉄粒を吹き飛ばす
量が小さいからである。比較例１−３（Ａｒ：７Ｎｍ3
／ｍｉｎ）のＡｒ大量吹き込みでは、吹き抜け現象を起
こし、その際に溶鉄粒を真空槽上部まで吹き飛ばすため
地金付きが増大するからである。
【００４７】以上から、二重管で構成された環流用ガス
吹き込み羽口の内管から炭化水素、外管から断熱性ガス
を吹き込む方法は、浸漬管寿命および地金付きを従来並
みに防止した上で、従来に比べて脱炭速度および脱酸速
度を大幅に上昇でき、脱酸処理時の溶鋼中の窒素および
酸素の到達濃度を低下できることがわかった。
吹き込み羽口の内管から炭化水素、外管から断熱性ガス
を吹き込む方法は、浸漬管寿命および地金付きを従来並
みに防止した上で、従来に比べて脱炭速度および脱酸速
度を大幅に上昇でき、脱酸処理時の溶鋼中の窒素および
酸素の到達濃度を低下できることがわかった。
【００４８】本発明は、以上の知見に基づいてなされた
もので、その要旨は、下記のとおりである。上昇管の内
壁に設けた二重管で構成された環流用ガス吹き込み羽口
の内管から炭化水素、外管から断熱性ガスを吹き込むこ
とを特徴とするＲＨ真空精錬方法。
もので、その要旨は、下記のとおりである。上昇管の内
壁に設けた二重管で構成された環流用ガス吹き込み羽口
の内管から炭化水素、外管から断熱性ガスを吹き込むこ
とを特徴とするＲＨ真空精錬方法。
【００４９】
【発明の実施の形態】図１および図２に基づいて本発明
の方法を説明する。図１は、ＲＨ真空脱ガス精錬の概要
を示す概念図である。
の方法を説明する。図１は、ＲＨ真空脱ガス精錬の概要
を示す概念図である。
【００５０】同図に示すように、ＲＨ真空脱ガス装置１
の下部に位置する取鍋２内の溶鋼３(スラグ１０の下部)
が上昇管４を通じて真空下吸引され、上昇管の内壁５
に設置された羽口６から環流用ガス７を吹き込むことに
より、取鍋２→上昇管４→下降管１１→取鍋２間の溶鋼
３の環流が発生する。
の下部に位置する取鍋２内の溶鋼３(スラグ１０の下部)
が上昇管４を通じて真空下吸引され、上昇管の内壁５
に設置された羽口６から環流用ガス７を吹き込むことに
より、取鍋２→上昇管４→下降管１１→取鍋２間の溶鋼
３の環流が発生する。
【００５１】図２は、羽口６の構造の概略を示す概念図
であり、同図（ａ）は羽口６の正面図を、同図（ｂ）は
羽口６の側面図をそれぞれ示す。
であり、同図（ａ）は羽口６の正面図を、同図（ｂ）は
羽口６の側面図をそれぞれ示す。
【００５２】同図（ａ）、（ｂ）に示すように、本発明
で使用する羽口６は二重管であり、該二重管の内管８か
ら炭化水素を、あるいは炭化水素と断熱性ガスの混合ガ
スを、外管９から断熱性ガスを吹き込むＲＨ真空精錬方
法である。
で使用する羽口６は二重管であり、該二重管の内管８か
ら炭化水素を、あるいは炭化水素と断熱性ガスの混合ガ
スを、外管９から断熱性ガスを吹き込むＲＨ真空精錬方
法である。
【００５３】炭化水素としてＣＨ4 、Ｃ2 Ｈ6 、Ｃ3 Ｈ
8 、Ｃ4 Ｈ10等を単独あるいは混合して用い、断熱性ガ
スとしてはＡｒ、Ｎ2 、ＣＯ，ＣＯ2 などを単独あるい
は混合して用いることができる。
8 、Ｃ4 Ｈ10等を単独あるいは混合して用い、断熱性ガ
スとしてはＡｒ、Ｎ2 、ＣＯ，ＣＯ2 などを単独あるい
は混合して用いることができる。
【００５４】外管の断熱性ガスは、一般的にＡｒを用い
るが、溶鋼中の［Ｎ］濃度を管理する必要がない場合に
は、Ｎ2 ガスを用いても良い。
るが、溶鋼中の［Ｎ］濃度を管理する必要がない場合に
は、Ｎ2 ガスを用いても良い。
【００５５】内管の炭化水素は、吹き込みガスの必要な
微細化程度およびガス量に応じて炭化水素と断熱性ガス
の混合ガスを使用してもよい。
微細化程度およびガス量に応じて炭化水素と断熱性ガス
の混合ガスを使用してもよい。
【００５６】極低炭素鋼を溶製する場合、低炭素域にお
いて炭化水素の分解でできた炭素が溶鋼中の［Ｃ］濃度
を上昇させるおそれがあり、途中で炭化水素をＡｒガス
に切り替えるのが望ましい。
いて炭化水素の分解でできた炭素が溶鋼中の［Ｃ］濃度
を上昇させるおそれがあり、途中で炭化水素をＡｒガス
に切り替えるのが望ましい。
【００５７】清浄鋼を溶製する場合で溶鋼中の［Ｈ］濃
度に上限がある場合も、同様に、処理の前半あるいは前
半中盤で羽口６の内管７に炭化水素を添加し、処理の中
盤あるいは後半以降でＡｒガスに切り替えるのが望まし
い。
度に上限がある場合も、同様に、処理の前半あるいは前
半中盤で羽口６の内管７に炭化水素を添加し、処理の中
盤あるいは後半以降でＡｒガスに切り替えるのが望まし
い。
【００５８】
【実施例】転炉で吹錬した溶鋼２５０ｔを取鍋に出鋼
し、浸漬管径６００ｍｍ、ＲＨ真空槽内径２５００ｍｍ
のＲＨ脱ガス装置を使用して二次精錬処理を行った。Ｒ
Ｈ真空槽上部には、前記図１に示すように、合金を添加
する合金添加口１２と真空排気用ダクト１３が設けてあ
る。二本の浸漬管のうち、上昇管の内壁５に環流ガスを
吹き込む羽口６を１２本周方向に均等になるように３０
°ピッチで設けた。環流ガスを吹き込む羽口６は、ステ
ンレス製単管またはステンレス製二重管を使用した。
し、浸漬管径６００ｍｍ、ＲＨ真空槽内径２５００ｍｍ
のＲＨ脱ガス装置を使用して二次精錬処理を行った。Ｒ
Ｈ真空槽上部には、前記図１に示すように、合金を添加
する合金添加口１２と真空排気用ダクト１３が設けてあ
る。二本の浸漬管のうち、上昇管の内壁５に環流ガスを
吹き込む羽口６を１２本周方向に均等になるように３０
°ピッチで設けた。環流ガスを吹き込む羽口６は、ステ
ンレス製単管またはステンレス製二重管を使用した。
【００５９】（実施例１）転炉終点の溶鋼中の［Ｃ］濃
度が３００〜４００ｐｐｍになるまで吹錬した後、未脱
酸出鋼で取鍋に溶鋼を出鋼し、［Ｃ］が３０ｐｐｍ以下
の溶鋼を得る目的でＲＨにて真空脱炭処理を行った。脱
炭の前後で取鍋内の溶鋼からサンプルを採取し、化学分
析を行った。脱炭速度定数Ｋｃは、前記式から求め
た。表１に操業条件と脱炭速度定数の値を示す。
度が３００〜４００ｐｐｍになるまで吹錬した後、未脱
酸出鋼で取鍋に溶鋼を出鋼し、［Ｃ］が３０ｐｐｍ以下
の溶鋼を得る目的でＲＨにて真空脱炭処理を行った。脱
炭の前後で取鍋内の溶鋼からサンプルを採取し、化学分
析を行った。脱炭速度定数Ｋｃは、前記式から求め
た。表１に操業条件と脱炭速度定数の値を示す。
【００６０】
【表１】
【００６１】表１に示すように、二重管の内管から炭化
水素を吹き込み、外管から断熱性ガスを吹き込んだ場合
には、炭化水素の種類や外管の断熱性ガスの種類によら
ずに脱炭速度定数が著しく増加した。
水素を吹き込み、外管から断熱性ガスを吹き込んだ場合
には、炭化水素の種類や外管の断熱性ガスの種類によら
ずに脱炭速度定数が著しく増加した。
【００６２】（実施例２）転炉終点の溶鋼中の［Ｃ］濃
度が３００〜４００ｐｐｍになるまで吹錬した後、未脱
酸出鋼で取鍋に溶鋼を出鋼し、［Ｃ］が３０ｐｐｍ以下
の溶鋼を得る目的でＲＨにて真空脱炭処理を行った。排
ガス成分の経時変化からＲＨ処理中の［Ｃ］の濃度推移
を推定し、［Ｃ］濃度が３０〜５０ｐｐｍになったと判
断された時点で環流用ガスを全てＡｒガス（内外管の合
計流量は２Ｎｍ3 ／ｍｉｎとした）に切り替えた。脱炭
前後で取鍋内の溶鋼からサンプルを採取し、化学分析を
行った。脱炭速度定数Ｋｃは、前記式から求めた。表
２に操業条件と脱炭速度定数の値を示す。
度が３００〜４００ｐｐｍになるまで吹錬した後、未脱
酸出鋼で取鍋に溶鋼を出鋼し、［Ｃ］が３０ｐｐｍ以下
の溶鋼を得る目的でＲＨにて真空脱炭処理を行った。排
ガス成分の経時変化からＲＨ処理中の［Ｃ］の濃度推移
を推定し、［Ｃ］濃度が３０〜５０ｐｐｍになったと判
断された時点で環流用ガスを全てＡｒガス（内外管の合
計流量は２Ｎｍ3 ／ｍｉｎとした）に切り替えた。脱炭
前後で取鍋内の溶鋼からサンプルを採取し、化学分析を
行った。脱炭速度定数Ｋｃは、前記式から求めた。表
２に操業条件と脱炭速度定数の値を示す。
【００６３】
【表２】
【００６４】表２に示すように、二重管の内管から炭化
水素を吹き込み、外管から断熱性ガスを吹き込んだ場合
には、炭化水素の種類や外管の断熱性ガスの種類によら
ずに脱炭速度定数が著しく増加した。
水素を吹き込み、外管から断熱性ガスを吹き込んだ場合
には、炭化水素の種類や外管の断熱性ガスの種類によら
ずに脱炭速度定数が著しく増加した。
【００６５】（実施例３）転炉終点の溶鋼中の［Ｃ］濃
度が０．１５％以下になるまで吹錬した後、脱酸出鋼で
取鍋に溶鋼を出鋼し、ＲＨにて真空処理を行った。ＲＨ
処理前後で取鍋内の溶鋼からサンプル採取し化学分析を
行った。脱酸速度定数Ｋｏは、前記式から求めた。
度が０．１５％以下になるまで吹錬した後、脱酸出鋼で
取鍋に溶鋼を出鋼し、ＲＨにて真空処理を行った。ＲＨ
処理前後で取鍋内の溶鋼からサンプル採取し化学分析を
行った。脱酸速度定数Ｋｏは、前記式から求めた。
【００６６】表３に操業条件と処理前後の溶鋼中の
［Ｎ］、［Ｔ．Ｏ］濃度（ｐｐｍ）、および脱酸速度定
数の値を示す。
［Ｎ］、［Ｔ．Ｏ］濃度（ｐｐｍ）、および脱酸速度定
数の値を示す。
【００６７】
【表３】
【００６８】表３に示すように、二重管の内管から炭化
水素を吹き込み、外管から断熱性ガスを吹き込んだ場合
には、脱窒素が大幅に進行し、さらに介在物量を表す
［Ｔ．Ｏ］濃度も大幅に低下し、脱酸速度定数も約２倍
の値を示した。［Ｔ．Ｏ］濃度が大幅に低下したことか
ら、溶鋼中の介在物が大幅に低下した。
水素を吹き込み、外管から断熱性ガスを吹き込んだ場合
には、脱窒素が大幅に進行し、さらに介在物量を表す
［Ｔ．Ｏ］濃度も大幅に低下し、脱酸速度定数も約２倍
の値を示した。［Ｔ．Ｏ］濃度が大幅に低下したことか
ら、溶鋼中の介在物が大幅に低下した。
【００６９】（実施例４）転炉終点時の溶鋼中の［Ｃ］
濃度を０．１５％以下となるまで吹錬した後、出鋼時に
少量の金属Ａｌ添加を添加し、出鋼後の［Ｔ．Ｏ］濃度
が２０〜１５０ｐｐｍである弱脱酸溶鋼をＲＨ真空脱ガ
ス装置を用いて真空処理を行った。ＲＨ真空処理前後で
取鍋内の溶鋼からサンプル採取し化学分析を行った。脱
酸速度定数Ｋｏは、前記式から求めた。
濃度を０．１５％以下となるまで吹錬した後、出鋼時に
少量の金属Ａｌ添加を添加し、出鋼後の［Ｔ．Ｏ］濃度
が２０〜１５０ｐｐｍである弱脱酸溶鋼をＲＨ真空脱ガ
ス装置を用いて真空処理を行った。ＲＨ真空処理前後で
取鍋内の溶鋼からサンプル採取し化学分析を行った。脱
酸速度定数Ｋｏは、前記式から求めた。
【００７０】処理時間は総計１２分とし、本発明例では
前半の６分は内管：炭化水素、外管：Ａｒとして、後半
の６分は内管・外管ともＡｒのみとした。比較例１５で
は前半の６分は内管：Ｏ2 、外管：Ｃ3 Ｈ8 として、後
半の６分は内管・外管ともＡｒのみとした。表４に操業
条件と処理前後の溶鋼中の［Ｎ］、［Ｔ．Ｏ］濃度、お
よび脱酸速度定数の値を示す。
前半の６分は内管：炭化水素、外管：Ａｒとして、後半
の６分は内管・外管ともＡｒのみとした。比較例１５で
は前半の６分は内管：Ｏ2 、外管：Ｃ3 Ｈ8 として、後
半の６分は内管・外管ともＡｒのみとした。表４に操業
条件と処理前後の溶鋼中の［Ｎ］、［Ｔ．Ｏ］濃度、お
よび脱酸速度定数の値を示す。
【００７１】
【表４】
【００７２】表４の本発明例９、１０および比較例１５
は脱酸処理前半のガス条件を記載し、脱酸処理後半は内
外管合計のＡｒ流量が２Ｎｍ3 ／ｍｉｎとなるように設
定した。
は脱酸処理前半のガス条件を記載し、脱酸処理後半は内
外管合計のＡｒ流量が２Ｎｍ3 ／ｍｉｎとなるように設
定した。
【００７３】表４に示すように、二重管の内管から炭化
水素を吹き込んだ場合には、溶鋼中の［Ｎ］、［Ｔ．
Ｏ］濃度が大幅に低下し、脱酸速度定数も約２倍の値を
示した。［Ｔ．Ｏ］濃度が大幅に低下したことから、溶
鋼中の介在物が大幅に低下した。
水素を吹き込んだ場合には、溶鋼中の［Ｎ］、［Ｔ．
Ｏ］濃度が大幅に低下し、脱酸速度定数も約２倍の値を
示した。［Ｔ．Ｏ］濃度が大幅に低下したことから、溶
鋼中の介在物が大幅に低下した。
【００７４】
【発明の効果】本発明によれば、環流ガスとして炭化水
素を二重管の内管に使用することにより、ＲＨ真空脱ガ
ス装置の上昇管内の環流ガス気泡を平易に微細化し、脱
炭速度および脱酸速度を上げるとともに、脱酸処理時の
溶鋼中の窒素および酸素の到達濃度を低下できる。
素を二重管の内管に使用することにより、ＲＨ真空脱ガ
ス装置の上昇管内の環流ガス気泡を平易に微細化し、脱
炭速度および脱酸速度を上げるとともに、脱酸処理時の
溶鋼中の窒素および酸素の到達濃度を低下できる。
【図１】ＲＨ真空脱ガス精錬の概要を示す概念図であ
る。
る。
【図２】羽口の構造の概略を示す概念図であり、同図
（ａ）は羽口の正面図、同図（ｂ）は羽口の側面図であ
る。
（ａ）は羽口の正面図、同図（ｂ）は羽口の側面図であ
る。
１：ＲＨ真空脱ガス装置
２：取鍋
３：溶鋼
４：上昇管
５：上昇管の内壁
６：羽口
７：環流用ガス
８：内管
９：外管
１０：スラグ
１１：下降管
１２：合金添加口
１３：真空排気用ダクト
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
C21C 7/10
C21C 7/00
Claims (3)
- 【請求項１】 上昇管の内壁に設けた二重管で構成され
た環流用ガス吹き込み羽口の内管から炭化水素、外管か
ら断熱性ガスを、前記上昇管内の溶鋼に吹き込むことを
特徴とするＲＨ真空精錬方法。 - 【請求項２】 上昇管の内壁に設けた二重管で構成され
た環流用ガス吹き込み羽口の内管から炭化水素と断熱ガ
スとの混合ガス、外管から断熱性ガスを、前記上昇管内
の溶鋼に吹き込むことを特徴とするＲＨ真空精錬におけ
る脱炭速度向上方法。 - 【請求項３】 上昇管の内壁に設けた二重管で構成され
た環流用ガス吹き込み羽口の内管から炭化水素、外管か
ら断熱性ガスを、前記上昇管内の溶鋼に吹き込むことを
特徴とするＲＨ真空精錬における脱炭速度向上方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21452798A JP3496529B2 (ja) | 1998-07-29 | 1998-07-29 | Ｒｈ真空精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21452798A JP3496529B2 (ja) | 1998-07-29 | 1998-07-29 | Ｒｈ真空精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2000045013A JP2000045013A (ja) | 2000-02-15 |
| JP3496529B2 true JP3496529B2 (ja) | 2004-02-16 |
Family
ID=16657210
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP21452798A Expired - Fee Related JP3496529B2 (ja) | 1998-07-29 | 1998-07-29 | Ｒｈ真空精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3496529B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
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|---|---|---|---|---|
| CN111055669A (zh) * | 2019-12-17 | 2020-04-24 | 浙江吉利汽车研究院有限公司 | 一种汽车混合动力驱动装置及汽车 |
| KR20230162108A (ko) | 2021-05-26 | 2023-11-28 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | 용철의 정련 방법 |
| CN117230281B (zh) * | 2023-11-14 | 2024-01-23 | 山西同航特钢有限公司 | 一种高磷if钢的生产工艺 |
-
1998
- 1998-07-29 JP JP21452798A patent/JP3496529B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| JP2000045013A (ja) | 2000-02-15 |
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