JP3720984B2 - 高効率減圧精錬方法 - Google Patents
高効率減圧精錬方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP3720984B2 JP3720984B2 JP18991598A JP18991598A JP3720984B2 JP 3720984 B2 JP3720984 B2 JP 3720984B2 JP 18991598 A JP18991598 A JP 18991598A JP 18991598 A JP18991598 A JP 18991598A JP 3720984 B2 JP3720984 B2 JP 3720984B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- molten steel
- refining method
- gas
- bath
- bubble
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Landscapes
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は溶鋼の真空脱ガス処理において、地金の飛散、付着を抑制した状態で、短時間での極低炭素濃度域までの脱炭や脱水素を可能とする減圧精錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
本発明者らは、すでに真空脱ガス装置を用いた脱炭においては、真空度低下に従いＣＯガスが溶鋼内部から発生する内部脱炭と、真空雰囲気に暴露されている自由表面でＣＯガスが発生する表面脱炭があり、炭素濃度が約３０ｐｐｍ程度よりも高い領域では内部脱炭が、それ以下の低炭素領域では真空脱炭が主として起こり、極低炭素鋼を効率的に溶製するには表面脱炭の促進が必要であることを明らかにしてきた（鉄と鋼、第８０年（１９９４），第３巻，２１３ぺ一ジ以降）。
また、表面脱炭を活性化させるには、浴内に吹き込まれた気泡が表面で浮上し破泡する領域である気泡活性面を広くとる必要があることも示し、特開平６−１１６６２４号公報には、この気泡活性面を極限まで広くとり７ｐｐｍ以下という炭素濃度まで効率的に脱炭する方法として直胴型で大径の浸漬槽（以下、直胴型大径浸漬槽ということもある）を取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法を開示した。そして、更に、広い条件での最適化を目的として、特開平６−２１２２４１号公報、特開平６−２１２２４２号公報、特開平６−１１６６２６号公報では、それぞれ脱リン、脱硫のための操業法、精錬時の溶鋼攪拌技術等を開示してきた。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、溶鋼の脱炭反応を効率的に進めるためには、気泡活性面の面積や浸漬槽形状だけでなく、ガス流量、真空度、ガス吹き込み位置（方法）についても総合的に組み合わせて制御する必要があることが分かった。ところが、以上の公報で示されていた技術だけでは、充分に最適条件が開示されておらず、例えば、１５分以内に１０ｐｐｍ以下の炭素濃度に到達させ、かつ、地金飛散をほぼ完全に抑制して効率的精錬を実施するための条件については、前記公報等には全く明確に示されていなかった。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、前記公報で開示した後の引き続く研究によって、地金の飛散や付着を抑制した状態で、極低炭素濃度域までの脱炭や脱水素を、短時間に旦つ確実に安定的に処理するという減圧精錬方法の工業的確立に発展させる高効率減圧精錬方法を提案することを目的とする。
【０００４】
【課顧を解決するための手段】
前記目的に沿う請求項１記載の高効率減圧精錬方法は、直胴型で大径の浸漬槽を取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法において、
以下の（１）〜（３）式で表される溶鋼循環流量パラメータΛを０．４５〜２．０とすることを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Λ＝１／（τ／３０） ・・・（１）
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 ・・・（２）
ε＝（３７１／Ｗ）・（Ｑ／１０００／６０）・Ｔ×｛ｌｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）十０．０６（１−２９８／Ｔ）｝・・・・（３）
ここで、
Ｊは取鍋内直径（ｍ）、
Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、
Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、
Ｗは溶鋼重量（ｔｏｎ）、
Ｑは底吹きガス流量（ＮＬ／ｍｉｎ）、
Ｐは浸漬管内圧力（Ｔｏｒｒ）であるが
１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする。
Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、
ｇは重力の加速度（ｍ／ｓ2 ）、
ρは溶鋼密度（ｋｇ／ｍ3 ）、
ｈ′は修正ガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、
ａは浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置（の偏芯距離（ｍ））、であり、ガス吹き込みにパイプを用いた場合は、吐出方向の垂直上方に対してする角度をθ（ｄｅｇ）、パイプ直径をｄ（ｍ）、ガス密度をρg （ｋｇ／ｍ3 ）とすると、ｈ′は以下の（４）、（５）式で求められ、前記ガス吹き込みがポーラス煉瓦の場合にはｈ′＝Ｈとする。
ｈ′＝Ｈ−ｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 ・・・（４）
Ｆｒ′＝（ρg ／ρ）×｛（Ｑ／１０００／６０）／（３．１４×（ｄ／２）2 ）｝2 ／（ｇ・Ｈ）・・・・（５）
【０００５】
請求項２記載の高効率減圧精錬方法は、請求項１記載の精錬方法において、前記直胴型で大径の浸漬槽を前記取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法であって、
前記溶鋼の炭素濃度が３０ｐｐｍ以下で、以下の（６）式で定義される表面攪拌強度パラメータΠを、０．３〜５の範囲で操業している。
Π＝（Ｓ＋６．５×Ａ）×｛（Ｑ／２）・１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52×Ｄ-1・Ｈ0.52・Ｌ-0.32 ・Ｐ-2/3／Ｗ ・・・・（６）
ここで、
Ａは気泡活性面積（ｍ2 ）、
Ｓは浸漬槽断面積（ｍ2 ）、
Ｌは容器の浴深（ｍ）である。
【０００６】
請求項３記載の高効率減圧精錬方法は、請求項２記載の精錬方法において、以下の（７）、（８）式で与えられる気泡活性面積当たりの表面破泡エネルギーＥ（：ｋＷ／ｍ2 ）を５〜６５としている。
Ｅ＝０．０１４２３／１０００・（Ｑ・Ｔ／Ａ）×ｌｏｇ｛（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）／（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）｝・・・・（７）
ここで、ＨE は無効浴深（ｍ）で次式で計算される。
（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）・（ＨE ×１０００）3 ＝（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）・（１２．７）3 ・・・・（８）
請求項４記載の高効率減圧精錬方法は、請求項２又は３記載の精錬方法において、脱炭速度Ｋ（＝Δ〔％Ｃ〕／Δｔ：％／ｍｉｎ）の変化に応じて底吹きガス流量Ｑ（：ＮＬ／ｍｉｎ）を次の（９）式のパラメータΩが２〜１０の範囲になるように制御している。
Ω＝（Ｋ×１０×１０００×２２．４／１２）／Ｓ＋Ｑ／Ｗ／Ａ・・・・（９）
そして、請求項５記載の高効率減圧精錬方法は、請求項１〜４のいずれか１項に記載の精錬方法において、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量を３〜５０ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 としている。
【０００７】
【発明の実施の形態】
真空下での脱ガス精錬を効率的に行うには、例えぱ、前掲の特開平６−２１２２４１号公報にても知られるように、▲１▼取鍋内に受湯した溶鋼内に、従来よりはるかに大きい、例えば取鍋内径の３０％以上の内径をもった直胴型の真空槽を前記溶鋼内に浸漬し、▲２▼取鍋底部の中心から偏芯した位置に設けたノズルから、特定量のガスを吹き込んで適切な気泡活性面を形成し、▲３▼しかも溶鋼の循環攪拌を図りつつ、▲４▼減圧下で精錬を行うことを提示している。また、この際、脱ガス精錬が効率的であるためには、表面反応、即ち、表面脱炭を極限まで高めることが重要である。
そのためには、適正な溶鋼の均一混合時間と、底吹きされたガス気泡が、自由表面で破泡する領域である気泡活性面を積極的に活用することが効果的であることは言うまでもない。
【０００８】
溶鋼の真空脱炭において比較的炭素の高い領域（例えば、〔％Ｃ〕≧３０ｐｐｍ）と低炭素の領域（例えば〔％Ｃ〕＜３０ｐｐｍ）があり、この炭素の高い領域から効率的な精錬をするためには、図１に模式的に示すように、直胴型大型浸漬槽内で精錬された溶鋼が、取鍋全体の溶鋼と停滞することなしに高速に置き換わることである。請求項１は、この高速循環条件を規定したものである。つまり、以下の（１）〜（３）式で表される溶鋼循環流量パラメータΛを０．４５〜２．０とすることが必要である。
Λ＝１／（τ／３０） ・・・（１）
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 ・・・（２）
ε＝（３７１／Ｗ）・（Ｑ／１０００／６０）・Ｔ×｛１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）十０．０６（１−２９８／Ｔ）｝．．．（３）
ここで、Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、Ｊは取鍋内直径（ｍ）、ｈ′は修正ガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、ａは浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置（の偏芯距離（ｍ））であり、ガス吹き込みパイプを用いた場合は、吐出方向の重直上方に対してなす角度をθ（ｄｅｇ）、パイプ直径をｄ（ｍ）、ガス密度をρg （ｋｇ／ｍ3 ）とすると、ｈ′は以下の（４）、（５）式で求められる。また、ガス吹き込みがポーラス煉瓦の場合にはｈ′＝Ｈとする。
ｈ′＝Ｈ−ｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 ・・・（４）
Ｆｒ′＝（ρg ／ρ）×｛（Ｑ／１０００／６０）／（３．１４×（ｄ／２）2 ）｝2 ／（ｇ・Ｈ）・・・（５）
【０００９】
図２に溶鋼循環流量パラメータΛと溶鋼の炭素濃度〔％Ｃ〕が１００〜１０ｐｐｍの範囲における脱炭速度定数（Ｋ）の関係を示す（この場合、表面攪拌強度パラメータΠは２〜３とした）が、溶鋼循環流量パラメータΛが０．４５よりも小さい場合には、循環が悪くなるため脱炭速度が低下し、Λを２．０よりも大きくすると循環のために供給する底吹きガス流量が大きくなりすぎるため地金飛散が激しくなる。本発明の方式では、基本的にガス気泡による循環流は浸漬槽内で形成される。ΛがＯ．４５よりも小さい場合には、浸漬槽内循環流の流速が小さいため浸漬槽外の溶鋼に循環流を形成させることができず、浸漬槽内で閉鎖的となるため極めて脱炭に悪影響を与えるが、０．４５以上であれば浸漬槽内循環流が浸漬槽外の溶鋼にも影響を与え、浸漬槽外にも循環流が形成されるため脱炭速度が増加する。溶鋼循環流量パラメータΛの物理的意味は以下のようなものである。
溶鋼重量を加味したＷ／（τ／３０）は本発明者らにより導出された溶鋼循環速度と均一混合時間（τ）との関係を規定した式であり、τは図１に示した本発明技術での均一混合時間である。ここで均一混合時間とは任意の位置での濃度変化が溶鋼全体に均一になるまでに要する時間であり、一般にはＣｕ合金を添加し、Ｃｕ濃度がほぼ均一（±５％の誤差の範囲）になるまでの時間として測定される。
【００１０】
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 なる（３）式は、図１に示した本発明技術での均一混合時間を表わす実験式であり、本発明者らの詳細なる実験により始めて明らかとされたものである、特に、（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504は、底吹きガス吹き込み位置と浸漬槽中心位置との偏芯距離の影響を定量化したものであり、均一混合時間には、取鍋中心との相対位置関係は何ら影響を持たず、ガス吹き込み位置と浸漬槽中心位置との偏芯距離でのみ決定される点が重要である。
（ｈ′／Ｈ）-3.2はガス吹き込み方法の影響を定量化した実験式である。ガス吹き込みはポーラス煉瓦の他に、インジェクションランスを浸漬してパイプからガスを吹き込むことがある。ポーラス煉瓦の場合には、ガスは慣性力を失って吐出されるためｈ′＝Ｈとなるが、パイプの場合には、慣性力によりジェットコアと呼ばれる気柱が立つため、実質的なガス吹き込み深さは、気柱高さを幾何学的にガス吹き込み位置の浴深Ｈより差し引く必要があることを意味する。気柱高さはｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 で表わされる。なお、請求項１においては、炭素濃度に規定せず本条件を満足する必要があり、脱炭のみならず、脱水素、脱窒素等の脱ガス処理に対しても必要な要件である。
【００１１】
請求項２及びこれに従属する請求項３〜５記載の高効率減圧精錬方法は、表面反応を極限まで高めるための条件を示したものである。表面反応を利用するには、底吹きされた気泡群が浮上途中で自由に水平方向に広がりながら上昇し、合体することなく小さな気泡径を保ったままで自由表面に到達することが重要である。このような場合には、自由表面で極めて多くの小さな気泡が破泡するため、破泡により小さな液滴が生成し、あるいは、表面に細かい周波数の波立ちが起こり、気泡群としての破泡の総エネルギーを有効に反応表面積の増大に変換することが可能となる。
また一方では、地金の飛散という面からこれをみると、個々の気泡の破泡のエネルギーは極めて小さいためにその飛散が抑制されるという特色をもっている。
【００１２】
これを実現する第１の条件が、図１に模式的に示したような取鍋内径に対して内径３０％以上の径を有する直胴型で大径の浸漬槽１０を取鍋１１内の溶鋼１２に浸漬し、浸漬槽１０の内部を減圧し、更に、底吹き羽口１３からアルゴンガス等の気体を吹き込むことである。これによって、底吹き羽口１３から吹き込まれた気泡群１４は浮上途中で自由に水平方向に広がりながら上昇することができるため、自由表面に広い気泡活性面１５を形成することが可能となる。第２の条件は、溶鋼１２の炭素濃度が３０ｐｐｍ以下で、以下の式で定義される表面攪拌強度パラメータΠを０．３〜５とすることにある。
Π＝（Ｓ＋６．５×Ａ）・｛（Ｑ／２）×１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52・Ｄ-1×Ｈ0.52・Ｌ-0.32 ・Ｐ-2/3／Ｗ ・・・・（６）
ここで、Ｗは溶鋼重量（ｔｏｎ）、Ａは気泡活性面積（ｍ2 ）、Ｓは浸漬槽断面積（ｍ2 ）、Ｑは底吹きガス流量（ＮＬ／ｍｉｎ）、Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、Ｐは浸漬管内圧力（Ｔｏｒｒ）であるが１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする、また、ρは溶鋼密度（ｋｇ／ｍ3 ）、Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、Ｌは容器の浴深（ｍ）であり、ｇは重力加速度（ｍ／ｓ2 ）である。
【００１３】
気泡活性面１５は、図１にも示すように、底吹きされた気泡群１４が１２度の立体角で広がるとして幾何学形状から計算されるものである。
図３は、表面攪拌強度パラメータΠと炭素濃度が２５〜１０ｐｐｍの間の脱炭速度定数（Ｋ２）との関係を示した実験結果である。
Ｋ２＝１ｎ（２５／１０）／ｄｔ
ここで、ｄｔは当該炭素濃度範囲を脱炭するのに要する時間（ｍｉｎ）である。表面攪拌強度パラメータΠが０．３（図３中の縦実線の値）より小さい場合には脱炭速度が小さく、５（図３中の縦破線の値）よりも大きい場合には脱炭速度は大きいが地金飛散が増加して操業が困難になる。表面攪拌強度パラメータΠが０．３よりも小さい場合には、ガス気泡が有する浮力のエネルギーが浮上中に、ほとんどすべてを溶鋼の攪拌のために消費されてしまうため表面での破泡時に表面積の増加に供されるエネルギー自体が小さく、幾何学的には気泡活性面は形成されていても実質的にはほとんど活性化されていないため脱炭速度は極めて小さい。しかし、０．３以上であれぱ、浮力のエネルギーの内、溶鋼の攪拌のために消費されたエネルギーを差し引いても、破泡時に表面積の増加に供されるエネルギーが充分に残っているため、気泡活性面の生成に有効に寄与し脱炭速度が増大する。
【００１４】
上記式（６）で表される表面攪拌強度パラメータΠの物理的意味は、以下の通りである。（Ｓ＋６．５×Ａ）は反応表面積に対応するものであり、本発明者らの詳細なる研究により気泡活性面は幾何学的自由表面に対して６．５倍の反応表面積を有することを明らかにしたものである。
｛（Ｑ／２）・１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52・Ｄ-1・Ｈ0.52・Ｌ-0.32 の項は自由表面での反応の物質移動係数を表わしたパラメータで、これも本発明者らの詳細なる研究により始めて明らかとなった数式であり、静圧を考慮したガス流量の対数平均値を用いた場合に最も良い技術指標となることを見出したものである。
Ｐ-2/3は気泡の自由表面での破泡による表面積増大効果と真空度の関係を表わしたもので、減圧にするほど表面直下での気泡の膨張が大きくなるため表面積の増加効果が大きくなる。ここで重要なことはＰが１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする点である。これは、１Ｔｏｒｒ以下の減圧である場合には気泡の膨張が大きくなりすぎ、隣接する他の気泡との合体が生じ、有効な表面積拡大効果には寄与しなくなることを示している（なお、請求項１記載の発明についても同じ）。
【００１５】
さらに、効率的な精錬を実施するための条件が請求項３以降である。
請求項３は、気泡活性面での破泡のエネルギーを最大に生かすための条件である、つまり、（７）、（８）式で与えられる気泡活性面積当たりの表面破泡エネルギーＥ（：ｋＷ／ｍ2 ）を５〜６５とすることにある。
Ｅ＝０．０１４２３／１０００・（Ｑ・Ｔ／Ａ）×１ｏｇ｛（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）／（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）｝・・・・（７）
ここで、ＨE は無効浴深（ｍ）で次式で計算される。
（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）・（ＨE ×１０００）3 ＝（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）・（１２．７）3 ・・・・（８）
無効浴深とは、表面直下で気泡の膨張が急激に大きくなり表面破泡エネルギーに寄与しなくなる浴深であり、表面破泡エネルギーとしては、この領域での膨張は無視できることを意味している。
【００１６】
図４に表面破泡エネルギーＥと脱炭速度定数Ｋ２の関係を示す（この場合には、表面攪拌強度パラメータΠは２〜３、溶鋼循環流量パラメータΛは０．８〜１．３とした）が、表面破泡エネルギーＥが５（図４中の縦実線の値）よりも小さいと脱炭速度が低下しており、６５（図４中の縦破線の値）よりも大きい場合には表面破泡エネルギーＥを大きくするために多量のガスを吹き込む必要が生じるため多量の地金飛散が発生する。表面破泡エネルギーＥは物理的には、底吹きガスのエネルギーの内、自由表面の盛り上がりに寄与するエネルギーを示した数式であるという意味を持つ。つまり、表面破泡エネルギーＥが大きければ底吹きされたガス気泡は自由表面の揺動を介して表面積の増大を招くため脱炭速度が増大するが、表面破泡エネルギーＥが５よりも小さい場合には、自由表面を盛り上げるための位置エネルギーの増大にほとんどすべてのエネルギーが消費されてしまうため、気泡活性面は幾何学的には生成していても、ほとんど活性化されず脱炭速度は低い。表面破泡エネルギーＥが５以上であれば、位置エネルギーの増加分を差し引いても気泡群はエネルギーを残したまま表面に到達するため気泡活性面が活性化され脱炭速度は向上する。
【００１７】
請求項４は、脱炭の進行に応じた気泡活性面の活性度の制御に関するものであり、脱炭速度Ｋ（＝Δ〔％Ｃ〕／Δｔ：％／ｍｉｎ）の変化に応じて底吹きガス流量Ｑ（：ＮＬ／ｍｉｎ）を（９）式のパラメータΩが２〜１０の範囲になるように制御することで脱炭速度が向上する。
Ω＝（Ｋ×１０×１０００×２２．４／１２）／Ｓ＋Ｑ／Ｗ／Ａ・・・・（９）
つまり、内部脱炭が活発に起こる時期は底吹きガスによる表面反応はあまり必要なく、内部脱炭が起こりにくくなった低炭素濃度域に表面反応を活性化させる必要がある。パラメータΩが２よりも小さい場合には、低炭素濃度域に表面反応が充分に活性化させられず脱炭速度が低下し、１０よりも大きい場合には、内部脱炭が活発に起こる時期に必要以上に底吹きガスを流すためガスコストが増加し経済的では無い。
【００１８】
請求項５は、底吹きガスをポーラス煉瓦から供給する場合の最適条件を規定したものであり、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量を３〜５０ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 とするものである。５０よりも多い場合には、ポーラス煉瓦表面直上で気泡同士が合体し気泡群が有効に広がらず、３よりも小さい場合には気泡群中の気泡密度が小さすぎるため、溶鋼の下降流により気泡群が押し曲げられて気泡が浸漬槽外に流出し、有効に気泡活性面の生成に使用されなくなるためである。
【００１９】
【実施例】
本発明の実施例１は以下の条件で行った。溶鋼重量Ｗは３５０ｔｏｎ、取鍋内直径Ｊは４ｍ、浸漬槽の内側の直径Ｄは２ｍ、浸漬槽断面積Ｓは３．１４ｍ2 、底吹きガスはＡｒとし、取鍋炉底に設置した直径９０ｍｍのポーラス煉瓦から吹き込んだ。ガス吹き込み位置の浴深Ｈは容器の浴深Ｌと同一で４．７７ｍ、浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置の偏芯距離ａは０．３５ｍ、溶鋼温度Ｔは１８７０（Ｋ）、底吹きガス流量Ｑは３００（ＮＬ／ｍｉｎ）とした。
取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理を実施した。
炭素濃度が１００ｐｐｍの時点での真空度は２０Ｔｏｒｒであり、Λは０．５０であった。炭素濃度が３０ｐｐｍ時点では真空度は５ｔｏｒｒに低下し、Λは０．５５であった。１１分の処理で炭素は２５ｐｐｍへ低下した。
【００２０】
比較例１も実施例１と同一の装置で実施した。
取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理をした。Ｑを１００ＮＬ／ｍｉｎとした。
炭素濃度が１００ｐｐｍの時点での真空度は２０Ｔｏｒｒであり、Λは０．３５であった。炭素濃度が３０ｐｐｍ時点では真空度が５Ｔｏｒｒ程度であり、Λは０．３８であった。炭素濃度を２５ｐｐｍに到達するのに１９分の時間を要した。
【００２１】
本発明の実施例２は以下の条件で行った。溶鋼重量Ｗは３５０ｔｏｎ、取鍋内直径Ｊは４ｍ、浸漬槽の内側の直径Ｄは２ｍ、浸漬槽断面積Ｓは３．１４ｍ2 、底吹きガスはＡｒとし、取鍋炉底に設置した直径９０ｍｍのポーラス煉瓦から吹き込んだ。ガス吹き込み位置の浴深Ｈは容器の浴深Ｌと同一で４．７７ｍ、浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置の偏芯距離ａは０．３５ｍ、気泡活性面積Ａは２．１５ｍ2 となる。また、溶鋼温度Ｔは１８７０（Ｋ）、溶鋼密度ρは７０００ｋｇ／ｍ3 であり、無効浴深ＨE は０．０１５ｍ程度となる。底吹きガス流量Ｑを４００〜１５００（ＮＬ／ｍｉｎ）、低炭素領域での浸漬管内圧力Ｐは１〜１０（Ｔｏｒｒ）とした、取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理を約１５分間実施した。炭素濃度が約５０ｐｐｍに到達するまではＱを５００ＮＬ／ｍｉｎとし、その後、Ｑを１０００ＮＬ／ｍｉｎに上昇させた。到達真空度は約１Ｔｏｒｒであった。
炭素濃度が５０ｐｐｍの時点での真空度は１０Ｔｏｒｒであり、溶鋼循環流量パラメータΛは０．５８であった、炭素濃度が３０ｐｐｍ以下では真空度は１Ｔｏｒｒ以下に低下し、表面攪拌強度パラメータΠは２．４６，溶鋼循環流量パラメータΛは０．８９，表面破泡エネルギーＥは３０．４、パラメータΩは３．１で、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量は１５．７ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 であった。脱炭速度定数Ｋ２は０．２３と高く、１５分の処理で７ｐｐｍの炭素濃度に到達したが、地金飛散は極めて軽微であった。
【００２２】
比較例２も実施例２と同一の装置で実施した。
取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理を約１５分間実施した。炭素濃度に依らずにＱを１５０ＮＬ／ｍｉｎとし、到達真空度は７Ｔｏｒｒであった。
炭素濃度が５０ｐｐｍの時点での真空度は２５Ｔｏｒｒであり、溶鋼循環流量パラメータΛは０．３９であった。炭素濃度が３０ｐｐｍ以下では真空度は７Ｔｏｒｒ程度であり、表面攪拌強度パラメータΠは０．１６、溶鋼循環流量パラメータΛは０．４３、表面破泡エネルギーＥは４．１３、パラメータΩは１．９８で、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量は２．３６ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 であった。脱炭速度定数Ｋ２は０．１２と低く、１５分の処理で２１ｐｐｍの炭素濃度にしか到達しなかった。
【００２３】
【発明の効果】
請求項１〜５記載の高効率減圧精錬方法によって、地金の飛散、付着を抑制した状態で、比較的炭素濃度の高い領域の安定した脱炭や短時間での極低炭素濃度域までの脱炭や脱水素を安定して実施することが可能となった。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る高効率減圧精錬方法の説明図である。
【図２】溶鋼循環流量パラメータΛと脱炭速度（Ｋ）の関係を示すグラフである。
【図３】表面攪拌強度パラメータΠと脱炭速度（Ｋ２）の関係を示すグラフである。
【図４】表面破泡エネルギーＥと脱炭速度（Ｋ２）の関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１０ 浸漬槽 １１ 取鍋
１２ 取鍋内溶鋼 １３ 底吹き羽口
１４ 気泡群 １５ 気泡活性面
【発明の属する技術分野】
本発明は溶鋼の真空脱ガス処理において、地金の飛散、付着を抑制した状態で、短時間での極低炭素濃度域までの脱炭や脱水素を可能とする減圧精錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
本発明者らは、すでに真空脱ガス装置を用いた脱炭においては、真空度低下に従いＣＯガスが溶鋼内部から発生する内部脱炭と、真空雰囲気に暴露されている自由表面でＣＯガスが発生する表面脱炭があり、炭素濃度が約３０ｐｐｍ程度よりも高い領域では内部脱炭が、それ以下の低炭素領域では真空脱炭が主として起こり、極低炭素鋼を効率的に溶製するには表面脱炭の促進が必要であることを明らかにしてきた（鉄と鋼、第８０年（１９９４），第３巻，２１３ぺ一ジ以降）。
また、表面脱炭を活性化させるには、浴内に吹き込まれた気泡が表面で浮上し破泡する領域である気泡活性面を広くとる必要があることも示し、特開平６−１１６６２４号公報には、この気泡活性面を極限まで広くとり７ｐｐｍ以下という炭素濃度まで効率的に脱炭する方法として直胴型で大径の浸漬槽（以下、直胴型大径浸漬槽ということもある）を取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法を開示した。そして、更に、広い条件での最適化を目的として、特開平６−２１２２４１号公報、特開平６−２１２２４２号公報、特開平６−１１６６２６号公報では、それぞれ脱リン、脱硫のための操業法、精錬時の溶鋼攪拌技術等を開示してきた。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、溶鋼の脱炭反応を効率的に進めるためには、気泡活性面の面積や浸漬槽形状だけでなく、ガス流量、真空度、ガス吹き込み位置（方法）についても総合的に組み合わせて制御する必要があることが分かった。ところが、以上の公報で示されていた技術だけでは、充分に最適条件が開示されておらず、例えば、１５分以内に１０ｐｐｍ以下の炭素濃度に到達させ、かつ、地金飛散をほぼ完全に抑制して効率的精錬を実施するための条件については、前記公報等には全く明確に示されていなかった。
本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、前記公報で開示した後の引き続く研究によって、地金の飛散や付着を抑制した状態で、極低炭素濃度域までの脱炭や脱水素を、短時間に旦つ確実に安定的に処理するという減圧精錬方法の工業的確立に発展させる高効率減圧精錬方法を提案することを目的とする。
【０００４】
【課顧を解決するための手段】
前記目的に沿う請求項１記載の高効率減圧精錬方法は、直胴型で大径の浸漬槽を取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法において、
以下の（１）〜（３）式で表される溶鋼循環流量パラメータΛを０．４５〜２．０とすることを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Λ＝１／（τ／３０） ・・・（１）
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 ・・・（２）
ε＝（３７１／Ｗ）・（Ｑ／１０００／６０）・Ｔ×｛ｌｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）十０．０６（１−２９８／Ｔ）｝・・・・（３）
ここで、
Ｊは取鍋内直径（ｍ）、
Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、
Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、
Ｗは溶鋼重量（ｔｏｎ）、
Ｑは底吹きガス流量（ＮＬ／ｍｉｎ）、
Ｐは浸漬管内圧力（Ｔｏｒｒ）であるが
１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする。
Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、
ｇは重力の加速度（ｍ／ｓ2 ）、
ρは溶鋼密度（ｋｇ／ｍ3 ）、
ｈ′は修正ガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、
ａは浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置（の偏芯距離（ｍ））、であり、ガス吹き込みにパイプを用いた場合は、吐出方向の垂直上方に対してする角度をθ（ｄｅｇ）、パイプ直径をｄ（ｍ）、ガス密度をρg （ｋｇ／ｍ3 ）とすると、ｈ′は以下の（４）、（５）式で求められ、前記ガス吹き込みがポーラス煉瓦の場合にはｈ′＝Ｈとする。
ｈ′＝Ｈ−ｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 ・・・（４）
Ｆｒ′＝（ρg ／ρ）×｛（Ｑ／１０００／６０）／（３．１４×（ｄ／２）2 ）｝2 ／（ｇ・Ｈ）・・・・（５）
【０００５】
請求項２記載の高効率減圧精錬方法は、請求項１記載の精錬方法において、前記直胴型で大径の浸漬槽を前記取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法であって、
前記溶鋼の炭素濃度が３０ｐｐｍ以下で、以下の（６）式で定義される表面攪拌強度パラメータΠを、０．３〜５の範囲で操業している。
Π＝（Ｓ＋６．５×Ａ）×｛（Ｑ／２）・１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52×Ｄ-1・Ｈ0.52・Ｌ-0.32 ・Ｐ-2/3／Ｗ ・・・・（６）
ここで、
Ａは気泡活性面積（ｍ2 ）、
Ｓは浸漬槽断面積（ｍ2 ）、
Ｌは容器の浴深（ｍ）である。
【０００６】
請求項３記載の高効率減圧精錬方法は、請求項２記載の精錬方法において、以下の（７）、（８）式で与えられる気泡活性面積当たりの表面破泡エネルギーＥ（：ｋＷ／ｍ2 ）を５〜６５としている。
Ｅ＝０．０１４２３／１０００・（Ｑ・Ｔ／Ａ）×ｌｏｇ｛（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）／（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）｝・・・・（７）
ここで、ＨE は無効浴深（ｍ）で次式で計算される。
（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）・（ＨE ×１０００）3 ＝（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）・（１２．７）3 ・・・・（８）
請求項４記載の高効率減圧精錬方法は、請求項２又は３記載の精錬方法において、脱炭速度Ｋ（＝Δ〔％Ｃ〕／Δｔ：％／ｍｉｎ）の変化に応じて底吹きガス流量Ｑ（：ＮＬ／ｍｉｎ）を次の（９）式のパラメータΩが２〜１０の範囲になるように制御している。
Ω＝（Ｋ×１０×１０００×２２．４／１２）／Ｓ＋Ｑ／Ｗ／Ａ・・・・（９）
そして、請求項５記載の高効率減圧精錬方法は、請求項１〜４のいずれか１項に記載の精錬方法において、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量を３〜５０ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 としている。
【０００７】
【発明の実施の形態】
真空下での脱ガス精錬を効率的に行うには、例えぱ、前掲の特開平６−２１２２４１号公報にても知られるように、▲１▼取鍋内に受湯した溶鋼内に、従来よりはるかに大きい、例えば取鍋内径の３０％以上の内径をもった直胴型の真空槽を前記溶鋼内に浸漬し、▲２▼取鍋底部の中心から偏芯した位置に設けたノズルから、特定量のガスを吹き込んで適切な気泡活性面を形成し、▲３▼しかも溶鋼の循環攪拌を図りつつ、▲４▼減圧下で精錬を行うことを提示している。また、この際、脱ガス精錬が効率的であるためには、表面反応、即ち、表面脱炭を極限まで高めることが重要である。
そのためには、適正な溶鋼の均一混合時間と、底吹きされたガス気泡が、自由表面で破泡する領域である気泡活性面を積極的に活用することが効果的であることは言うまでもない。
【０００８】
溶鋼の真空脱炭において比較的炭素の高い領域（例えば、〔％Ｃ〕≧３０ｐｐｍ）と低炭素の領域（例えば〔％Ｃ〕＜３０ｐｐｍ）があり、この炭素の高い領域から効率的な精錬をするためには、図１に模式的に示すように、直胴型大型浸漬槽内で精錬された溶鋼が、取鍋全体の溶鋼と停滞することなしに高速に置き換わることである。請求項１は、この高速循環条件を規定したものである。つまり、以下の（１）〜（３）式で表される溶鋼循環流量パラメータΛを０．４５〜２．０とすることが必要である。
Λ＝１／（τ／３０） ・・・（１）
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 ・・・（２）
ε＝（３７１／Ｗ）・（Ｑ／１０００／６０）・Ｔ×｛１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）十０．０６（１−２９８／Ｔ）｝．．．（３）
ここで、Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、Ｊは取鍋内直径（ｍ）、ｈ′は修正ガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、ａは浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置（の偏芯距離（ｍ））であり、ガス吹き込みパイプを用いた場合は、吐出方向の重直上方に対してなす角度をθ（ｄｅｇ）、パイプ直径をｄ（ｍ）、ガス密度をρg （ｋｇ／ｍ3 ）とすると、ｈ′は以下の（４）、（５）式で求められる。また、ガス吹き込みがポーラス煉瓦の場合にはｈ′＝Ｈとする。
ｈ′＝Ｈ−ｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 ・・・（４）
Ｆｒ′＝（ρg ／ρ）×｛（Ｑ／１０００／６０）／（３．１４×（ｄ／２）2 ）｝2 ／（ｇ・Ｈ）・・・（５）
【０００９】
図２に溶鋼循環流量パラメータΛと溶鋼の炭素濃度〔％Ｃ〕が１００〜１０ｐｐｍの範囲における脱炭速度定数（Ｋ）の関係を示す（この場合、表面攪拌強度パラメータΠは２〜３とした）が、溶鋼循環流量パラメータΛが０．４５よりも小さい場合には、循環が悪くなるため脱炭速度が低下し、Λを２．０よりも大きくすると循環のために供給する底吹きガス流量が大きくなりすぎるため地金飛散が激しくなる。本発明の方式では、基本的にガス気泡による循環流は浸漬槽内で形成される。ΛがＯ．４５よりも小さい場合には、浸漬槽内循環流の流速が小さいため浸漬槽外の溶鋼に循環流を形成させることができず、浸漬槽内で閉鎖的となるため極めて脱炭に悪影響を与えるが、０．４５以上であれば浸漬槽内循環流が浸漬槽外の溶鋼にも影響を与え、浸漬槽外にも循環流が形成されるため脱炭速度が増加する。溶鋼循環流量パラメータΛの物理的意味は以下のようなものである。
溶鋼重量を加味したＷ／（τ／３０）は本発明者らにより導出された溶鋼循環速度と均一混合時間（τ）との関係を規定した式であり、τは図１に示した本発明技術での均一混合時間である。ここで均一混合時間とは任意の位置での濃度変化が溶鋼全体に均一になるまでに要する時間であり、一般にはＣｕ合金を添加し、Ｃｕ濃度がほぼ均一（±５％の誤差の範囲）になるまでの時間として測定される。
【００１０】
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 なる（３）式は、図１に示した本発明技術での均一混合時間を表わす実験式であり、本発明者らの詳細なる実験により始めて明らかとされたものである、特に、（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504は、底吹きガス吹き込み位置と浸漬槽中心位置との偏芯距離の影響を定量化したものであり、均一混合時間には、取鍋中心との相対位置関係は何ら影響を持たず、ガス吹き込み位置と浸漬槽中心位置との偏芯距離でのみ決定される点が重要である。
（ｈ′／Ｈ）-3.2はガス吹き込み方法の影響を定量化した実験式である。ガス吹き込みはポーラス煉瓦の他に、インジェクションランスを浸漬してパイプからガスを吹き込むことがある。ポーラス煉瓦の場合には、ガスは慣性力を失って吐出されるためｈ′＝Ｈとなるが、パイプの場合には、慣性力によりジェットコアと呼ばれる気柱が立つため、実質的なガス吹き込み深さは、気柱高さを幾何学的にガス吹き込み位置の浴深Ｈより差し引く必要があることを意味する。気柱高さはｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 で表わされる。なお、請求項１においては、炭素濃度に規定せず本条件を満足する必要があり、脱炭のみならず、脱水素、脱窒素等の脱ガス処理に対しても必要な要件である。
【００１１】
請求項２及びこれに従属する請求項３〜５記載の高効率減圧精錬方法は、表面反応を極限まで高めるための条件を示したものである。表面反応を利用するには、底吹きされた気泡群が浮上途中で自由に水平方向に広がりながら上昇し、合体することなく小さな気泡径を保ったままで自由表面に到達することが重要である。このような場合には、自由表面で極めて多くの小さな気泡が破泡するため、破泡により小さな液滴が生成し、あるいは、表面に細かい周波数の波立ちが起こり、気泡群としての破泡の総エネルギーを有効に反応表面積の増大に変換することが可能となる。
また一方では、地金の飛散という面からこれをみると、個々の気泡の破泡のエネルギーは極めて小さいためにその飛散が抑制されるという特色をもっている。
【００１２】
これを実現する第１の条件が、図１に模式的に示したような取鍋内径に対して内径３０％以上の径を有する直胴型で大径の浸漬槽１０を取鍋１１内の溶鋼１２に浸漬し、浸漬槽１０の内部を減圧し、更に、底吹き羽口１３からアルゴンガス等の気体を吹き込むことである。これによって、底吹き羽口１３から吹き込まれた気泡群１４は浮上途中で自由に水平方向に広がりながら上昇することができるため、自由表面に広い気泡活性面１５を形成することが可能となる。第２の条件は、溶鋼１２の炭素濃度が３０ｐｐｍ以下で、以下の式で定義される表面攪拌強度パラメータΠを０．３〜５とすることにある。
Π＝（Ｓ＋６．５×Ａ）・｛（Ｑ／２）×１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52・Ｄ-1×Ｈ0.52・Ｌ-0.32 ・Ｐ-2/3／Ｗ ・・・・（６）
ここで、Ｗは溶鋼重量（ｔｏｎ）、Ａは気泡活性面積（ｍ2 ）、Ｓは浸漬槽断面積（ｍ2 ）、Ｑは底吹きガス流量（ＮＬ／ｍｉｎ）、Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、Ｐは浸漬管内圧力（Ｔｏｒｒ）であるが１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする、また、ρは溶鋼密度（ｋｇ／ｍ3 ）、Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、Ｌは容器の浴深（ｍ）であり、ｇは重力加速度（ｍ／ｓ2 ）である。
【００１３】
気泡活性面１５は、図１にも示すように、底吹きされた気泡群１４が１２度の立体角で広がるとして幾何学形状から計算されるものである。
図３は、表面攪拌強度パラメータΠと炭素濃度が２５〜１０ｐｐｍの間の脱炭速度定数（Ｋ２）との関係を示した実験結果である。
Ｋ２＝１ｎ（２５／１０）／ｄｔ
ここで、ｄｔは当該炭素濃度範囲を脱炭するのに要する時間（ｍｉｎ）である。表面攪拌強度パラメータΠが０．３（図３中の縦実線の値）より小さい場合には脱炭速度が小さく、５（図３中の縦破線の値）よりも大きい場合には脱炭速度は大きいが地金飛散が増加して操業が困難になる。表面攪拌強度パラメータΠが０．３よりも小さい場合には、ガス気泡が有する浮力のエネルギーが浮上中に、ほとんどすべてを溶鋼の攪拌のために消費されてしまうため表面での破泡時に表面積の増加に供されるエネルギー自体が小さく、幾何学的には気泡活性面は形成されていても実質的にはほとんど活性化されていないため脱炭速度は極めて小さい。しかし、０．３以上であれぱ、浮力のエネルギーの内、溶鋼の攪拌のために消費されたエネルギーを差し引いても、破泡時に表面積の増加に供されるエネルギーが充分に残っているため、気泡活性面の生成に有効に寄与し脱炭速度が増大する。
【００１４】
上記式（６）で表される表面攪拌強度パラメータΠの物理的意味は、以下の通りである。（Ｓ＋６．５×Ａ）は反応表面積に対応するものであり、本発明者らの詳細なる研究により気泡活性面は幾何学的自由表面に対して６．５倍の反応表面積を有することを明らかにしたものである。
｛（Ｑ／２）・１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52・Ｄ-1・Ｈ0.52・Ｌ-0.32 の項は自由表面での反応の物質移動係数を表わしたパラメータで、これも本発明者らの詳細なる研究により始めて明らかとなった数式であり、静圧を考慮したガス流量の対数平均値を用いた場合に最も良い技術指標となることを見出したものである。
Ｐ-2/3は気泡の自由表面での破泡による表面積増大効果と真空度の関係を表わしたもので、減圧にするほど表面直下での気泡の膨張が大きくなるため表面積の増加効果が大きくなる。ここで重要なことはＰが１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする点である。これは、１Ｔｏｒｒ以下の減圧である場合には気泡の膨張が大きくなりすぎ、隣接する他の気泡との合体が生じ、有効な表面積拡大効果には寄与しなくなることを示している（なお、請求項１記載の発明についても同じ）。
【００１５】
さらに、効率的な精錬を実施するための条件が請求項３以降である。
請求項３は、気泡活性面での破泡のエネルギーを最大に生かすための条件である、つまり、（７）、（８）式で与えられる気泡活性面積当たりの表面破泡エネルギーＥ（：ｋＷ／ｍ2 ）を５〜６５とすることにある。
Ｅ＝０．０１４２３／１０００・（Ｑ・Ｔ／Ａ）×１ｏｇ｛（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）／（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）｝・・・・（７）
ここで、ＨE は無効浴深（ｍ）で次式で計算される。
（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）・（ＨE ×１０００）3 ＝（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）・（１２．７）3 ・・・・（８）
無効浴深とは、表面直下で気泡の膨張が急激に大きくなり表面破泡エネルギーに寄与しなくなる浴深であり、表面破泡エネルギーとしては、この領域での膨張は無視できることを意味している。
【００１６】
図４に表面破泡エネルギーＥと脱炭速度定数Ｋ２の関係を示す（この場合には、表面攪拌強度パラメータΠは２〜３、溶鋼循環流量パラメータΛは０．８〜１．３とした）が、表面破泡エネルギーＥが５（図４中の縦実線の値）よりも小さいと脱炭速度が低下しており、６５（図４中の縦破線の値）よりも大きい場合には表面破泡エネルギーＥを大きくするために多量のガスを吹き込む必要が生じるため多量の地金飛散が発生する。表面破泡エネルギーＥは物理的には、底吹きガスのエネルギーの内、自由表面の盛り上がりに寄与するエネルギーを示した数式であるという意味を持つ。つまり、表面破泡エネルギーＥが大きければ底吹きされたガス気泡は自由表面の揺動を介して表面積の増大を招くため脱炭速度が増大するが、表面破泡エネルギーＥが５よりも小さい場合には、自由表面を盛り上げるための位置エネルギーの増大にほとんどすべてのエネルギーが消費されてしまうため、気泡活性面は幾何学的には生成していても、ほとんど活性化されず脱炭速度は低い。表面破泡エネルギーＥが５以上であれば、位置エネルギーの増加分を差し引いても気泡群はエネルギーを残したまま表面に到達するため気泡活性面が活性化され脱炭速度は向上する。
【００１７】
請求項４は、脱炭の進行に応じた気泡活性面の活性度の制御に関するものであり、脱炭速度Ｋ（＝Δ〔％Ｃ〕／Δｔ：％／ｍｉｎ）の変化に応じて底吹きガス流量Ｑ（：ＮＬ／ｍｉｎ）を（９）式のパラメータΩが２〜１０の範囲になるように制御することで脱炭速度が向上する。
Ω＝（Ｋ×１０×１０００×２２．４／１２）／Ｓ＋Ｑ／Ｗ／Ａ・・・・（９）
つまり、内部脱炭が活発に起こる時期は底吹きガスによる表面反応はあまり必要なく、内部脱炭が起こりにくくなった低炭素濃度域に表面反応を活性化させる必要がある。パラメータΩが２よりも小さい場合には、低炭素濃度域に表面反応が充分に活性化させられず脱炭速度が低下し、１０よりも大きい場合には、内部脱炭が活発に起こる時期に必要以上に底吹きガスを流すためガスコストが増加し経済的では無い。
【００１８】
請求項５は、底吹きガスをポーラス煉瓦から供給する場合の最適条件を規定したものであり、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量を３〜５０ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 とするものである。５０よりも多い場合には、ポーラス煉瓦表面直上で気泡同士が合体し気泡群が有効に広がらず、３よりも小さい場合には気泡群中の気泡密度が小さすぎるため、溶鋼の下降流により気泡群が押し曲げられて気泡が浸漬槽外に流出し、有効に気泡活性面の生成に使用されなくなるためである。
【００１９】
【実施例】
本発明の実施例１は以下の条件で行った。溶鋼重量Ｗは３５０ｔｏｎ、取鍋内直径Ｊは４ｍ、浸漬槽の内側の直径Ｄは２ｍ、浸漬槽断面積Ｓは３．１４ｍ2 、底吹きガスはＡｒとし、取鍋炉底に設置した直径９０ｍｍのポーラス煉瓦から吹き込んだ。ガス吹き込み位置の浴深Ｈは容器の浴深Ｌと同一で４．７７ｍ、浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置の偏芯距離ａは０．３５ｍ、溶鋼温度Ｔは１８７０（Ｋ）、底吹きガス流量Ｑは３００（ＮＬ／ｍｉｎ）とした。
取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理を実施した。
炭素濃度が１００ｐｐｍの時点での真空度は２０Ｔｏｒｒであり、Λは０．５０であった。炭素濃度が３０ｐｐｍ時点では真空度は５ｔｏｒｒに低下し、Λは０．５５であった。１１分の処理で炭素は２５ｐｐｍへ低下した。
【００２０】
比較例１も実施例１と同一の装置で実施した。
取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理をした。Ｑを１００ＮＬ／ｍｉｎとした。
炭素濃度が１００ｐｐｍの時点での真空度は２０Ｔｏｒｒであり、Λは０．３５であった。炭素濃度が３０ｐｐｍ時点では真空度が５Ｔｏｒｒ程度であり、Λは０．３８であった。炭素濃度を２５ｐｐｍに到達するのに１９分の時間を要した。
【００２１】
本発明の実施例２は以下の条件で行った。溶鋼重量Ｗは３５０ｔｏｎ、取鍋内直径Ｊは４ｍ、浸漬槽の内側の直径Ｄは２ｍ、浸漬槽断面積Ｓは３．１４ｍ2 、底吹きガスはＡｒとし、取鍋炉底に設置した直径９０ｍｍのポーラス煉瓦から吹き込んだ。ガス吹き込み位置の浴深Ｈは容器の浴深Ｌと同一で４．７７ｍ、浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置の偏芯距離ａは０．３５ｍ、気泡活性面積Ａは２．１５ｍ2 となる。また、溶鋼温度Ｔは１８７０（Ｋ）、溶鋼密度ρは７０００ｋｇ／ｍ3 であり、無効浴深ＨE は０．０１５ｍ程度となる。底吹きガス流量Ｑを４００〜１５００（ＮＬ／ｍｉｎ）、低炭素領域での浸漬管内圧力Ｐは１〜１０（Ｔｏｒｒ）とした、取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理を約１５分間実施した。炭素濃度が約５０ｐｐｍに到達するまではＱを５００ＮＬ／ｍｉｎとし、その後、Ｑを１０００ＮＬ／ｍｉｎに上昇させた。到達真空度は約１Ｔｏｒｒであった。
炭素濃度が５０ｐｐｍの時点での真空度は１０Ｔｏｒｒであり、溶鋼循環流量パラメータΛは０．５８であった、炭素濃度が３０ｐｐｍ以下では真空度は１Ｔｏｒｒ以下に低下し、表面攪拌強度パラメータΠは２．４６，溶鋼循環流量パラメータΛは０．８９，表面破泡エネルギーＥは３０．４、パラメータΩは３．１で、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量は１５．７ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 であった。脱炭速度定数Ｋ２は０．２３と高く、１５分の処理で７ｐｐｍの炭素濃度に到達したが、地金飛散は極めて軽微であった。
【００２２】
比較例２も実施例２と同一の装置で実施した。
取鍋内の炭素が約０．０３５％、酸素が約０．０５５％の溶鋼に浸漬槽を浸漬し、槽内を排気することで真空処理を約１５分間実施した。炭素濃度に依らずにＱを１５０ＮＬ／ｍｉｎとし、到達真空度は７Ｔｏｒｒであった。
炭素濃度が５０ｐｐｍの時点での真空度は２５Ｔｏｒｒであり、溶鋼循環流量パラメータΛは０．３９であった。炭素濃度が３０ｐｐｍ以下では真空度は７Ｔｏｒｒ程度であり、表面攪拌強度パラメータΠは０．１６、溶鋼循環流量パラメータΛは０．４３、表面破泡エネルギーＥは４．１３、パラメータΩは１．９８で、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量は２．３６ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 であった。脱炭速度定数Ｋ２は０．１２と低く、１５分の処理で２１ｐｐｍの炭素濃度にしか到達しなかった。
【００２３】
【発明の効果】
請求項１〜５記載の高効率減圧精錬方法によって、地金の飛散、付着を抑制した状態で、比較的炭素濃度の高い領域の安定した脱炭や短時間での極低炭素濃度域までの脱炭や脱水素を安定して実施することが可能となった。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る高効率減圧精錬方法の説明図である。
【図２】溶鋼循環流量パラメータΛと脱炭速度（Ｋ）の関係を示すグラフである。
【図３】表面攪拌強度パラメータΠと脱炭速度（Ｋ２）の関係を示すグラフである。
【図４】表面破泡エネルギーＥと脱炭速度（Ｋ２）の関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１０ 浸漬槽 １１ 取鍋
１２ 取鍋内溶鋼 １３ 底吹き羽口
１４ 気泡群 １５ 気泡活性面
Claims (5)
- 直胴型で大径の浸漬槽を取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法において、
以下の（１）〜（３）式で表される溶鋼循環流量パラメータΛを０．４５〜２．０とすることを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Λ＝１／（τ／３０） ・・・（１）
τ＝１００｛（Ｊ2 ／Ｈ）2 ×（ｈ′／Ｈ）-3.2×（ａ／Ｄ／０．１５）-0.504／ε｝0.337 ・・・（２）
ε＝（３７１／Ｗ）・（Ｑ／１０００／６０）・Ｔ×｛ｌｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）十０．０６（１−２９８／Ｔ）｝・・・・（３）
ここで、
Ｊは取鍋内直径（ｍ）、
Ｈはガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、
Ｄは浸漬槽直径（ｍ）、
Ｗは溶鋼重量（ｔｏｎ）、
Ｑは底吹きガス流量（ＮＬ／ｍｉｎ）、
Ｐは浸漬管内圧力（Ｔｏｒｒ）であるが
１Ｔｏｒｒ以下の場合はＰ＝１とする。
Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、
ｇは重力の加速度（ｍ／ｓ2 ）、
ρは溶鋼密度（ｋｇ／ｍ3 ）、
ｈ′は修正ガス吹き込み位置の浴深（ｍ）、
ａは浸漬槽中心に対するガス吹き込み位置（の偏芯距離（ｍ））、であり、ガス吹き込みにパイプを用いた場合は、吐出方向の垂直上方に対してする角度をθ（ｄｅｇ）、パイプ直径をｄ（ｍ）、ガス密度をρg （ｋｇ／ｍ3 ）とすると、ｈ′は以下の（４）、（５）式で求められ、前記ガス吹き込みがポーラス煉瓦の場合にはｈ′＝Ｈとする。
ｈ′＝Ｈ−ｃｏｓθ×ｄ×５．０７×（Ｆｒ′）1/3 ・・・（４）
Ｆｒ′＝（ρg ／ρ）×｛（Ｑ／１０００／６０）／（３．１４×（ｄ／２）2 ）｝2 ／（ｇ・Ｈ）・・・・（５） - 請求項１記載の精錬方法における、前記直胴型で大径の浸漬槽を前記取鍋内溶鋼に浸漬し、該浸漬槽内部を減圧する真空脱ガス方法において、
前記溶鋼の炭素濃度が３０ｐｐｍ以下で、以下の（６）式で定義される表面攪拌強度パラメータΠを、０．３〜５の範囲で操業することを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Π＝（Ｓ＋６．５×Ａ）×｛（Ｑ／２）・１ｎ（ρｇＨ／１３３．３２／Ｐ）｝0.52×Ｄ-1・Ｈ0.52・Ｌ-0.32 ・Ｐ-2/3／Ｗ ・・・・（６）
ここで、
Ａは気泡活性面積（ｍ2 ）、
Ｓは浸漬槽断面積（ｍ2 ）、
Ｌは容器の浴深（ｍ）である。 - 請求項２記載の精錬方法において、以下の（７）、（８）式で与えられる気泡活性面積当たりの表面破泡エネルギーＥ（：ｋＷ／ｍ2 ）を５〜６５とすることを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Ｅ＝０．０１４２３／１０００・（Ｑ・Ｔ／Ａ）×ｌｏｇ｛（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）／（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）｝・・・・（７）
ここで、ＨE は無効浴深（ｍ）で次式で計算される。
（１３．６・Ｐ＋ρ・ＨE ）・（ＨE ×１０００）3 ＝（１３．６・Ｐ＋ρ・Ｈ）・（１２．７）3 ・・・・（８） - 請求項２又は３記載の精錬方法において、脱炭速度Ｋ（＝Δ〔％Ｃ〕／Δｔ：％／ｍｉｎ）の変化に応じて底吹きガス流量Ｑ（：ＮＬ／ｍｉｎ）を次の（９）式のパラメータΩが２〜１０の範囲になるように制御することを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Ω＝（Ｋ×１０×１０００×２２．４／１２）／Ｓ＋Ｑ／Ｗ／Ａ・・・・（９） - 請求項１〜４のいずれか１項に記載の精錬方法において、ポーラス煉瓦表面積当たりの底吹きガス流量を３〜５０ＮＬ／ｍｉｎ／ｃｍ2 とすることを特徴とする高効率減圧精錬方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18991598A JP3720984B2 (ja) | 1998-06-18 | 1998-06-18 | 高効率減圧精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18991598A JP3720984B2 (ja) | 1998-06-18 | 1998-06-18 | 高効率減圧精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2000008117A JP2000008117A (ja) | 2000-01-11 |
| JP3720984B2 true JP3720984B2 (ja) | 2005-11-30 |
Family
ID=16249347
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18991598A Expired - Fee Related JP3720984B2 (ja) | 1998-06-18 | 1998-06-18 | 高効率減圧精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3720984B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN1325664C (zh) * | 2005-07-29 | 2007-07-11 | 太原钢铁(集团)有限公司 | 真空循环脱气设备用插入管 |
-
1998
- 1998-06-18 JP JP18991598A patent/JP3720984B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2000008117A (ja) | 2000-01-11 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| EP0785284B1 (en) | Process for vacuum refining of molten steel | |
| CN105624367B (zh) | 一种控制钢水氮含量的精炼装置及方法 | |
| JP3720984B2 (ja) | 高効率減圧精錬方法 | |
| JP2582316B2 (ja) | 真空精錬炉を用いた低炭素鋼の溶製法 | |
| JP3749622B2 (ja) | 溶鋼の脱水素方法 | |
| JP5552838B2 (ja) | 高清浄鋼の製造方法 | |
| CN1090241C (zh) | 简易钢包精炼方法 | |
| JPH0741835A (ja) | ガスインジェクションによる溶鋼の真空精錬方法 | |
| JPH06228629A (ja) | 高純度ステンレス鋼の精錬方法 | |
| JP2648769B2 (ja) | 溶鋼の真空精錬方法 | |
| JP2915631B2 (ja) | 取鍋内溶鋼の真空精錬法 | |
| JPH05214430A (ja) | 溶鋼の真空精錬方法 | |
| JP2915772B2 (ja) | 直胴型浸漬管を用いた真空精錬炉への酸素ガス上吹き方法 | |
| JPH09143545A (ja) | 溶鋼の真空吹酸方法 | |
| JPH05311227A (ja) | 溶融金属の減圧・真空脱ガス精錬方法 | |
| JPH08199225A (ja) | 高清浄度極低炭素鋼の溶製方法 | |
| JP3706451B2 (ja) | 高クロム鋼の減圧脱炭方法 | |
| JP2978045B2 (ja) | 高い脱炭特性を有する溶鋼の真空精錬方法 | |
| JP2724030B2 (ja) | 極低炭素鋼の溶製方法 | |
| JP2001064719A (ja) | 溶鋼の真空精錬方法 | |
| JP5223228B2 (ja) | 溶銑の脱珪処理方法 | |
| JPH0741834A (ja) | 高い環流特性を有する溶鋼の真空精錬方法 | |
| JPH0649528A (ja) | 極低炭素鋼の減圧脱炭精錬方法 | |
| JP2003306726A (ja) | 金属チタン製造方法 | |
| JP2648769C (ja) |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20040901 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20050819 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20050830 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20050909 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090916 Year of fee payment: 4 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100916 Year of fee payment: 5 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100916 Year of fee payment: 5 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20110916 Year of fee payment: 6 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20120916 Year of fee payment: 7 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20120916 Year of fee payment: 7 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130916 Year of fee payment: 8 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130916 Year of fee payment: 8 |
|
| S531 | Written request for registration of change of domicile |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313531 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130916 Year of fee payment: 8 |
|
| S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130916 Year of fee payment: 8 |
|
| R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |