JP3777630B2 - Method for heat refining of molten steel - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶鋼の極低硫化および清浄化能力に優れた昇熱精錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
溶鋼の昇熱技術として従来から、取鍋内に収容した溶鋼に対して、大気圧下あるいはＲＨ真空脱ガス装置等の減圧下において酸素を吹き付け、あるいは吹き込みにより供給し、この供給酸素を溶鋼中〔Al〕などと反応させ、その反応熱を利用する方法が知られている。
【０００３】
しかし、従来の昇熱技術では、酸素供給時にAlの酸化反応によりAl2O3 系介在物が多量に生成し、それが溶鋼中に微細分散するため、溶鋼の清浄性が著しく悪化する。
【０００４】
溶鋼の脱硫技術として従来から、取鍋内に収容した溶鋼に対して、大気圧下あるいはＲＨ真空脱ガス装置等の減圧下においてCaO を主体とする脱硫剤を吹き付け、あるいは吹込みにより供給する方法が知られている。
【０００５】
しかし、従来の脱硫技術では、脱硫剤の供給による温度降下が生じるため、転炉あるいは二次精錬の際に温度補償をする必要がある。これを転炉において行う場合、出鋼温度を高める必要があり、その結果、炉寿命の低下による耐火物コストの増大を招く。二次精錬の際に温度補償を行う場合、前記のように溶鋼の清浄性が著しく悪化し、また総処理時間が長くなるなどの問題点が生じる。
【０００６】
さらに、脱硫剤中のCaO の滓化を促進するために、CaF2の配合量を増加させる必要があり、取鍋あるいは浸漬管などの耐火物の溶損が大きくなり、耐火物コストが増大してしまう。
【０００７】
上記の問題のうち、温度降下を防止しつつ脱硫する技術として、以下の技術が提案されている。
【０００８】
特開平1-100216号公報には、「取鍋内溶鋼に浸漬管を浸漬せしめて、該浸漬管内に発熱剤を添加しつつ、上方より吹酸昇熱するとともに、該浸漬管投影下面域で、かつ前記吹酸に伴う火点形成域より下方に脱硫剤を吹き込む溶鋼の取鍋精錬法」が示されている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、上記の発明方法では以下の問題がある。
【００１０】
この方法では、脱硫に伴う温度降下を補償することは可能であるが、脱硫剤の添加位置が火点形成域より下方であるため、脱硫剤の加熱が十分でなく、脱硫効率も低い。さらに、溶鋼昇熱によるAl2O3 介在物の生成を抑制することができないため、溶鋼の清浄性を向上させることができない。
【００１１】
本発明の目的は、上記課題を解決することが可能な、溶鋼の極低硫化および清浄化能力に優れた昇熱精錬方法を提供することにある。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
本発明の要旨は、次の溶鋼の昇熱精錬方法にある。
【００１３】
Alを含む溶鋼に、酸化性ガスとともにCaO を主体とするフラックス（以下 CaO系フラックスという）を吹き付け、またはインジェクションする溶鋼の昇熱精錬方法であって、酸化性ガスの供給によって形成される火点域に CaO を主体とするフラックスを添加し、CaO 系フラックス中のCaO 純分供給速度をＹ〔kg/(ｔ・min)〕、酸化性ガス中の酸素純分供給速度をＸ〔kg/(ｔ・min)〕として、この比Ｙ／Ｘの範囲を０．２〜５とすることを特徴とする方法。
【００１４】
【発明の実施の形態】
本発明方法は、取鍋へ出鋼したAl脱酸溶鋼に対して、不活性ガスによる溶鋼攪拌あるいは不活性ガスによる溶鋼リフトポンプ効果による溶鋼循環を行い、流動させた溶鋼表面あるいは溶鋼内部に昇熱用酸化性ガスとともにCaO 系フラックスを供給するものである。
【００１５】
酸化性ガスに限定するのは、溶鋼の昇熱あるいは温度降下の抑制にAlなどの溶鋼成分の酸化発熱反応熱を利用するためである。
【００１６】
酸化性ガスは、純酸素、二酸化炭素、Ar-O2 混合ガスあるいはN2-O2 混合ガス等の酸化性ガスを用いる。純酸素以外の場合は、各々の供給ガス中に含まれる酸素純分換算値を使用する。二酸化炭素の場合には、CO2 →CO＋(1/2)O2 の反応が生じるとして酸素純分に換算する。
【００１７】
酸化性ガスの供給方法は、吹き付けあるいはインジェクション（吹き込み）である。吹き付けの場合は、大気下の上吹きランス羽口、真空槽内に昇降可能な上吹きランス羽口、真空槽あるいは浸漬管内壁に設けた斜め上吹き羽口から行ってもよい。インジェクションを行う場合には、真空槽あるいは浸漬管内壁に設けた浸漬羽口、取鍋溶鋼内に浸漬可能な昇降ランス羽口から行ってもよい。
【００１８】
CaO 系フラックスに限定するのは、CaO が、酸化性ガス供給に伴って生成するAl2O3 と反応して低融点のCaO-Al2O3 を生成し、この結果、介在物の無害化を図ることができ、しかも脱硫能を有するからである。
【００１９】
添加するCaO 系フラックスの望ましい組成は、CaO 含有率の範囲が50〜100Wt%である。50Wt% 未満では、脱硫能および溶鋼清浄化能力が低下する。このフラックス中には、MgO が20Wt% 以下の範囲で含まれていてもよい。その他に許容される含有物は30Wt% 程度以下のCaF2、20Wt% 程度以下のAl2O3 または20Wt% 程度以下のBaO である。CaO の含有率が50Wt% 以上であれば、これらの許容含有物の中から１種もしくは２種以上を選んで複合組成とすることもできる。
【００２０】
CaO 系フラックスの望ましい粒径は10mm以下である。粒径が10mmを超えると配管内で詰まりが発生して安定な供給を維持することができず、またフラックス中のCaO の未反応率が著しく増加し、Al2O3 介在物の改質効果が低減する。
【００２１】
CaO 系フラックスの添加方法は、酸化性ガスと同一の羽口を用い、酸化性ガスをキャリアーガスとして供給してもよいし、酸化性ガスと異なる羽口から供給してもよい。例えば上吹きの場合、酸化性ガス吹き込み上吹きランスとフラックス吹き込み上吹きランスとを垂直軸に対して傾斜させ、溶鋼表面近傍で酸化性ガスとフラックスとが衝突するように配置してもよい。
【００２２】
例えば、ＲＨ真空脱ガス装置を適用する場合、その真空槽側壁に設けた４本の上吹き羽口のうち、２本を酸化性ガス用、２本をフラックス用としてもよい。
【００２３】
本発明方法は大気圧下あるいは真空下で適用してよいが、大気圧下では大気雰囲気の影響（空気酸化、窒素上昇）を避けるために、シール用蓋または筒状浸漬管などを用いてAr等の不活性ガスにより雰囲気を置換することが望ましい。
【００２４】
図１〜図７に、本発明方法を実現するための装置の構成例、すなわち酸化性ガスとフラックスの添加方法例を示す。
【００２５】
図１は、大気圧下でガス攪拌下の溶鋼に上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、雰囲気置換が可能なシール用蓋３を用いて取鍋１内の溶鋼２をカバーする。次いで、この蓋３の上部からインジェクションランス５を溶鋼２内に浸漬し、Arガス７を吹き込んで溶鋼２を攪拌しながら、上吹きランス４から酸素ガス＋CaO 系フラックスの混合物６を吹き込む。
【００２６】
図２は、大気圧下で浸漬管を併用して溶鋼内部にインジェクションする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、筒状浸漬管８を溶鋼２内に浸漬する。次いで、浸漬管８の上部からインジェクションランス５を溶鋼２内に浸漬し、酸素ガス＋Arガス＋CaO 系フラックスの混合物９を吹き込む。
【００２７】
図３は、真空容器内に収容した取鍋内溶鋼を底吹ガスで攪拌し、上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、取鍋１と溶鋼２とを真空容器１１内に収容して減圧状態とする。次に、取鍋１の底部に設けたポーラス羽口１０からArガス７を吹き込んで溶鋼２を攪拌しながら、上吹きランス４から酸素ガス＋CaO 系フラックスの混合物６を吹き込む。
【００２８】
図４は、真空容器内に収容した取鍋内溶鋼を底吹ガスで攪拌し、酸化性ガスとフラックスとを別々の位置から上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、取鍋１と溶鋼２とを真空容器１１内に収容して減圧状態とする。次に、取鍋１の底部に設けたポーラス羽口１０からArガス７を吹き込んで溶鋼２を攪拌しながら、上吹きランス４から酸素ガス１２、別の上吹きランス４からArガス＋CaO 系フラックスの混合物１３を吹き込む。この場合、吹き込み位置は溶鋼２の表面の同一場所である。
【００２９】
図５は、ＲＨ真空槽に設置した昇降可能なランスから上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、上昇管１５と下降管１６とを備えたＲＨ真空槽１４を溶鋼２内に浸漬する。次に、ＲＨ真空槽１４の上部からこの槽１４内に上吹きランス４を降下させ、この上吹きランス４から酸素ガス＋Arガス＋CaO 系フラックスの混合物９を吹き込む。
【００３０】
図６は、ＲＨ真空槽内側壁の浸漬羽口からインジェクションする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、同様にＲＨ真空槽１４を溶鋼２内に浸漬する。次に、ＲＨ真空槽１４の下降管１６側の内側壁に設けた浸漬羽口１７から、酸素ガス＋Arガス＋CaO 系フラックスの混合物９を吹き込む。望ましい浸漬羽口１７の数は１〜６、望ましい吹き込み角度は水平面に対して−20〜＋20°（マイナスは下向き、プラスは上向き。以下同様）である。
【００３１】
図７は、ＲＨ真空槽内側壁の上吹き羽口から酸化性ガスとフラックスとを別々の位置から上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。取鍋１内の溶鋼２に予めAlを添加し、同様にＲＨ真空槽１４を溶鋼２内に浸漬する。次に、ＲＨ真空槽１４の内側壁に設けた上吹き羽口１８から酸素ガス＋Arガスの混合物１９、同じく別の上吹き羽口１８からArガス＋CaO 系フラックスの混合物１３を吹き込む。
【００３２】
この場合、吹き込み位置はＲＨ真空槽１４内の溶鋼２の表面の同一場所である。
【００３３】
望ましい上吹き羽口１８の数は、それぞれ１〜６、望ましい吹き込み角度は水平面に対して−10〜−50°である。
【００３４】
次に、本発明方法における条件の限定理由を詳述する。
【００３５】
Alを含む溶鋼に対し、酸化性ガスとともにCaO 系フラックスを吹き付けあるいはインジェクションする理由は、以下のとおりである。
【００３６】
前記の課題を解決するため、CaO 系フラックスの供給位置と酸化性ガスの供給位置とを種々変更する試験を実施した。その結果、ほぼ同一の場所に両者を供給する条件で最も脱硫および清浄化が進行することが判明した。
【００３７】
供給する酸化性ガスと溶鋼中の〔Al〕との反応により反応熱が発生し、局部的に溶鋼温度が最も高くなるのは、酸化性ガスの供給によって溶鋼表面に形成される火点であり、この火点域にCaO 系フラックスを添加することにより、フラックスが加熱され、脱硫および清浄化に対する反応性が向上する。
【００３８】
火点域では酸化性ガスと溶鋼中の〔Al〕との反応によりAl2O3 が生成するが、これらのAl2O3 系介在物は供給されたCaO 系フラックスと容易に反応し、CaO-Al2O3 系の低融点組成介在物へと変化する。その結果、フラックスの反応性が著しく向上するのである。
【００３９】
酸化性ガスにより形成される火点とCaO 系フラックスが供給される位置とが異なる場合、さらにインジェクションによりこれらを供給する場合、従来は酸化性ガスインジェクションランスあるいは羽口の溶損が著しかった。しかし、本発明方法のように、酸化性ガスをキャリアーガスとしてCaO 系フラックスをインジェクションすると、羽口近傍にフラックスと地金（凝固したポーラス状の鋼）からなる保護層がマッシュルーム形状で形成されるため、羽口の溶損が著しく低下する。その結果、耐火物寿命の向上およびそれにともなう耐火物コストの低減を図ることができる。
【００４０】
本発明方法では、CaO 系フラックス中のCaO 純分供給速度Ｙ〔kg/(ｔ・min)〕と酸化性ガス中の酸素純分供給速度Ｘ〔kg/(ｔ・min)〕との比Ｙ／Ｘの範囲を０．２〜５として、吹き付けまたはインクションを行う。この限定理由は以下のとおりである。
【００４１】
酸化性ガスとCaO 系フラックスと一緒に溶鋼に供給する際に、それらの供給速度の比Ｙ／Ｘが溶鋼の脱硫および清浄性に及ぼす影響を調査した結果、Ｙ／Ｘが０．２未満あるいは５超では脱硫能および清浄性が低下することが判明した。これを図８に基づいて説明する。
【００４２】
図８は、Ｙ／Ｘと昇熱精錬直後の溶鋼中T.〔Ｏ〕および昇熱精錬前後での脱硫率との関係を示す図である。
【００４３】
Ｙ／Ｘが０．２未満では、酸化性ガスにより生成するAl2O3 の生成速度が CaOの供給速度よりも大きくなりすぎるため、Al2O3 介在物は十分に改質されない。
【００４４】
その結果、生成する介在物はAl2O3 リッチの組成となり、脱硫能力の指標であるサルファイドキャパシティが低くなるため、図８に示すように脱硫も進行し難くなる。
【００４５】
一方、Ｙ／Ｘが５を超えると、逆にCaO の供給速度が酸化性ガスにより生成するAl2O3 の生成速度よりも大きくなりすぎるため、Al2O3 介在物はCaO リッチの高融点組成の塊状介在物となり、浮上分離しにくくなる。これらのCaO リッチな高融点介在物は固体であるために、脱硫反応は介在物表面でのみ進行する。この結果、脱硫効率が著しく低下するのである。さらに、Ｙ／Ｘが５を超えると、過剰なCaO 系フラックスが溶鋼中に多量に分散してこれが介在物となるため、溶鋼中に存在する介在物の絶対量が増加し、やはり溶鋼の清浄性を悪化させる。
【００４６】
本発明方法を適用する場合、吹き付けあるいはインジェクションを開始する前の溶鋼中の望ましい〔Al〕含有量は、供給する酸化性ガス中の純酸素総量Z(kg/ton) に依存し、その範囲はsol.Alで（0.01＋0.11Z)〜（0.10＋0.11Z) Wt%程度である。ただし、開始前にこの下限値よりも低い値であっても、昇熱を開始し、昇熱中にAlを添加してもよい。また、上記範囲内であれば、昇熱中にAlを追加してもよい。
【００４７】
上吹きランス先端の望ましい羽口形状は円形単管状またはラバール状、噴出孔の数は単孔または複数孔（２〜10孔）である。インジェクションランス先端の望ましい羽口形状は円形で下向きまたは横向き、噴出孔の数は単孔または複数孔（２〜６孔）である。
【００４８】
【実施例】
（実施例１）
転炉で〔Ｃ〕が0.03〜0.05Wt% になるまで粗脱炭した溶鋼（転炉終点温度1620〜1690℃）を250ton取鍋に完全脱酸して出鋼した（出鋼後の取鍋内溶鋼温度1660〜1600℃）。その際に不可避的に転炉から取鍋に流出したスラグ（スラグ量５〜15kg/t）を改質するために、Alを含有するスラグ改質剤(Al:40Wt% 、CaCO3:60Wt%) 0.5〜２kg/tを出鋼後の取鍋内スラグ上に添加して、取鍋内スラグ中(Wt%FeO)+(Wt%(MnO)を２Wt% 以下とした。この時点で、溶鋼中の〔sol.Al〕濃度は0.16〜0.20Wt% であった。
【００４９】
その後、ＲＨ真空脱ガス装置（浸漬管径 660mm、真空槽内径2100mm、環流Arガス流量2000Ｎリットル/min、真空度１〜５Torr) を用い、脱水素処理を行った。
【００５０】
その際、ＲＨ処理後期の５分間に所定の酸素ガスを真空槽側壁に設けた上吹き羽口から吹き付け、昇熱精錬を行った。ここで、酸素ガスをキャリアーガスとして表１に示すＹ／Ｘ条件でCaO 系フラックスを同一羽口から供給した。フラックス組成はCaO95Wt%−CaF2５Wt% とした。
【００５１】
【表１】
酸素ガスおよびフラックスの供給を終了した後、ＲＨ真空脱ガス装置で引き続き３分間の環流を継続した後、溶鋼サンプルを採取しT.〔Ｏ〕を分析するとともに処理前後の〔Ｓ〕を分析した。
【００５３】
次いで連続鋳造装置でスラブに鋳込み、圧延処理を行って厚さ15mmの厚板成品とした。この厚板を超音波探傷にて検査した。結果を表１に併せて示す。
【００５４】
ここで、CaO 系フラックスを添加しなかった従来法であるNo.1ヒートでの成品疵発生率を指数1.0 とした。処理前後の〔Ｓ〕及び脱硫率の結果を表２に示す。
【００５５】
【表２】
表１から、本発明方法では、従来法よりもＲＨ処理後のT.〔Ｏ〕および成品疵発生率を低減できること、ＲＨ処理後T.〔Ｏ〕を20ppm 未満とし、かつ成品疵発生率指数を0.2 未満とするためには、Ｙ／Ｘは 0.2〜５とする必要があることがわかる。
【００５７】
表２から、本発明方法では、従来法よりも溶鋼中〔Ｓ〕の低減が可能であり、処理後〔Ｓ〕を10ppm 以下とし、かつ脱硫率を70％以上とするためには、Ｙ／Ｘは 0.2〜５とする必要があることがわかる。
【００５８】
以上から、Ｙ／Ｘを 0.2〜５とする本発明方法において、極低硫かつ高清浄性の厚鋼板が得られることが明らかである。
【００５９】
（実施例２）
転炉で〔Ｃ〕が0.03〜0.05Wt% になるまで素脱炭した溶鋼（転炉終点温度1630〜1660℃）を250ton取鍋に出鋼した（出鋼後の取鍋内溶鋼温度1600〜1620℃）。
【００６０】
その際に不可避的に転炉から取鍋に流出したスラグを改質するために、Alを含有するスラグ改質剤(Al:50Wt% 、Al2O3:40Wt%、、CaO:10Wt%) O.5〜1.5kg/t を出鋼完了後の取鍋内スラグ上に添加して、取鍋内スラグ中の(Wt%FeO)+(Wt%MnO) を５％以下とした。
【００６１】
その後、ＲＨ真空脱ガス装置（浸漬管径750mm 、真空槽内径2200mm、環流用Arガス2500Ｎリットル/min、真空度 0.5〜４Torr) を用い、真空脱炭処理を行い〔Ｃ〕が0.003Wt%以下になるまで脱炭した後、ＲＨ真空槽内に脱酸剤（金属Al100Wt%:1.5〜2.0kg/t)を添加した。このとき、溶鋼中の〔sol.Al〕濃度は0.10〜0.15Wt% であった。
【００６２】
脱酸剤添加後、温度調整のためＲＨ処理の後期に酸化性ガス（酸素＋Arの混合ガスで、酸素とArの体積比１：１）を真空槽上部に設けた上吹きランスから真空槽内の溶鋼表面に５分間吹き付け、昇熱精錬を行った。この際、ランス高さは真空槽内の溶鋼表面から2.5mとした。
【００６３】
ここで、真空槽側壁に設けた上吹き羽口（真空槽内の溶鋼表面から高さは0.5m、吹き付け角度は水平面から−45°傾斜）から、Arキャリアーガス（1000Ｎリットル/min）とともに表３に示すＹ／Ｘ条件でCaO 系フラックスを溶鋼表面に吹き付けた。この際、酸化性ガスの吹き付け位置（火点）とフラックスの吹き付け位置とが重なるように羽口位置を調整した。フラックス組成はCaO 100Wt%とした。
【００６４】
【表３】
酸化性ガスおよびフラックスの供給を終了した後、ＲＨ環流を３分間継続し、溶鋼サンプルを採取しT.〔Ｏ〕を分析した。次いで連続鋳造装置でスラブに鋳込み、圧延処理を行って厚さ0.8mm の薄板成品とした。この薄板を超音波探傷にて検査し、疵発生率を求めた。結果を表３に併せて示す。ここで、No.11 ヒートでの成品疵発生率を指数1.0 とした。
【００６６】
表３から、ＲＨ処理後のT.〔Ｏ〕を20ppm 未満とし、かつ成品疵発生率指数を0.2 未満とするためには、Ｙ／Ｘは 0.2〜５とする必要があることがわかる。
【００６７】
（実施例３）
転炉で〔Ｃ〕が0.08〜0.12Wt% になるまで粗脱炭した溶鋼（転炉出鋼温度1650〜1680℃）を250ton取鍋に完全脱酸して出鋼した（出鋼後の取鍋内溶鋼温度1630〜1660℃）。その際に不可避的に転炉から取鍋に流出したスラグを改質するために、Alを含有するスラグ改質剤(Al:60Wt% 、CaO:35Wt% 、CaF2:5Wt%)を添加して取鍋内スラグ中の(Wt%FeO)+(Wt%MnO) を５Wt% 以下とした。この時点で、溶鋼中の〔sol.Al〕は0.13〜0.18Wt% であった。
【００６８】
その後、取鍋上に取鍋のシール蓋を被せ、溶鋼面と蓋との間の空間をAr置換した後、蓋の上部から昇降可能なインジェクションランスを溶鋼面下2.5mまで下降し、ランス先端部の逆Ｔ字型の横向き２孔羽口から酸素ガスを溶鋼内に吹き込み、５分間の昇熱精錬を行った。ここで、酸素ガスをキャリアーガスとして表４に示すＹ／Ｘ条件でCaO 系フラックスを、同じくランス先端部の逆Ｔ字型の横向き２孔羽口から供給した。フラックス組成はCaO97Wt%−CaF2３Wt% とした。
【００６９】
【表４】
酸素ガスおよびフラックスの供給を終了した後、引き続きArガスのみで３分間ガス攪拌を実施した後、連続鋳造装置でスラブに鋳込み、圧延処理を行って厚さ12mmの厚板成品とした。この厚板を超音波探傷にて検査し、疵発生率を求めた。
【００７１】
ここで、No.21 ヒートでの成品疵発生率を指数1.0 とした。また、処理後のランス羽口を目視観察し、ランス羽口の溶損指数（各ヒートの処理前後での羽口の溶損量、すなわち「くぼみ深さ」を測定し、No.21 ヒートにおける値を1.0 として指数化）も求めた。これらの結果を表４に併せて示す。
【００７２】
表４から、ランス溶損指数を0.2 以下、成品疵発生指数を0.2 未満とするためには、Ｙ／Ｘは 0.2〜５とする必要があることがわかる。
【００７３】
また、昇熱後のガス撹拌開始３分後の処理後における溶鋼中T.〔Ｏ〕および処理前後の〔Ｓ〕と脱硫率を調査した。結果を表５に示す。
【００７４】
【表５】
表５から、処理後〔Ｓ〕を10ppm 以下、脱硫率を70％以上とするためには、Ｙ／Ｘは 0.2〜５とする必要があることがわかる。
【００７６】
以上の実施例から、Ｙ／Ｘを０．２〜５とすれば、羽口の溶損を抑制しつつ、極低硫かつ高清浄性の鋼が得られることが明らかである。
【００７７】
【発明の効果】
本発明の昇熱精錬方法を用いることにより、羽口などの溶損を抑制しつつ、極低硫かつ高清浄性の鋼を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】大気圧下でガス攪拌下の溶鋼に上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。
【図２】大気圧下で浸漬管を併用して溶鋼内部にインジェクションする場合を示す縦断面の概略図である。
【図３】真空容器内に収容した取鍋内溶鋼を底吹ガスで攪拌し、上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。
【図４】真空容器内に収容した取鍋内溶鋼を底吹ガスで攪拌し、酸化性ガスとフラックスとを別々の位置から上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。
【図５】ＲＨ真空槽に設置した昇降可能なランスから上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。
【図６】ＲＨ真空槽内側壁の浸漬羽口からインジェクションする場合を示す縦断面の概略図である。
【図７】ＲＨ真空槽内側壁の上吹き羽口から酸化性ガスとフラックスとを別々の位置から上吹きする場合を示す縦断面の概略図である。
【図８】Ｙ／Ｘと昇熱精錬直後の溶鋼中T.〔Ｏ〕および昇熱精錬前後での脱硫率との関係を示す図である。
【符号の説明】
１：取鍋、 ２：溶鋼、 ３：シール用蓋、 ４：上吹きランス、
５：インジェクションランス、６：酸素ガス＋CaO 系フラックスの混合物、
７：Arガス、 ８：筒状浸漬管、
９：酸素ガス＋Arガス＋CaO 系フラックスの混合物、
10：ポーラス羽口、 11：真空容器、 12：酸素ガス、
13：Arガス＋CaO 系フラックスの混合物、 14：ＲＨ真空槽、
15：上昇管、 16：下降管、 17：浸漬羽口、 18：上吹き羽口、
19：酸素ガス＋Arガスの混合物[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a heat refining method excellent in extremely low sulfidation and cleaning ability of molten steel.
[0002]
[Prior art]
Conventionally, as a technique for increasing the temperature of molten steel, oxygen is blown or supplied to the molten steel contained in the ladle under atmospheric pressure or under reduced pressure of an RH vacuum degassing device, etc., and this supplied oxygen is supplied into the molten steel. A method of reacting with [Al] or the like and utilizing the reaction heat is known.
[0003]
However, in the conventional heat-up technique, a large amount of Al 2 O 3 inclusions are generated due to the oxidation reaction of Al during oxygen supply and are finely dispersed in the molten steel, so that the cleanliness of the molten steel is significantly deteriorated.
[0004]
Conventionally, as a desulfurization technique for molten steel, a desulfurization agent mainly composed of CaO is sprayed or supplied to the molten steel contained in the ladle under atmospheric pressure or under reduced pressure of an RH vacuum degasser or the like. It has been known.
[0005]
However, in the conventional desulfurization technique, a temperature drop occurs due to the supply of the desulfurization agent, and thus it is necessary to compensate for the temperature at the time of converter or secondary refining. When this is performed in a converter, it is necessary to increase the steel output temperature, resulting in an increase in refractory costs due to a decrease in the furnace life. When temperature compensation is performed at the time of secondary refining, problems such as a marked deterioration in the cleanliness of the molten steel and an increase in the total processing time occur.
[0006]
Furthermore, in order to promote the hatching of CaO in the desulfurizing agent, it is necessary to increase the amount of CaF 2 , which increases the melting loss of refractories such as ladle or dip tube and increases the refractory cost. End up.
[0007]
Among the above problems, the following techniques have been proposed as techniques for desulfurization while preventing a temperature drop.
[0008]
Japanese Patent Laid-Open No. 1-100216 states that “a dip tube is immersed in the molten steel in the ladle, and a heating agent is added to the dip tube, and the temperature of the blown acid is increased from above. In addition, a ladle refining method for molten steel in which a desulfurizing agent is blown below the hot spot formation zone associated with the blowing acid is shown.
[0009]
[Problems to be solved by the invention]
However, the above-described inventive method has the following problems.
[0010]
In this method, it is possible to compensate for the temperature drop accompanying desulfurization, but since the desulfurization agent is added at a position below the hot spot formation region, the desulfurization agent is not sufficiently heated and the desulfurization efficiency is low. Furthermore, it is impossible to suppress the formation of Al 2 O 3 inclusions caused by molten steel temperature heat can not be improved cleanliness of the molten steel.
[0011]
An object of the present invention is to provide a method for heat refining that can solve the above-described problems and is excellent in ultra-low sulfidation and cleaning ability of molten steel.
[0012]
[Means for Solving the Problems]
The gist of the present invention resides in the following method for heating and refining molten steel.
[0013]
A method for refining a molten steel by spraying or injecting a flux mainly containing CaO together with an oxidizing gas (hereinafter referred to as a CaO-based flux) into molten steel containing Al, and a fire point formed by supplying the oxidizing gas. A flux mainly composed of CaO is added to the region, the supply rate of pure CaO in the CaO flux is Y [kg / (t · min)], and the supply rate of pure oxygen in the oxidizing gas is X [kg / ( t · min)], and the range of this ratio Y / X is 0.2-5.
[0014]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The method of the present invention performs molten steel circulation by the molten steel agitation by inert gas or molten steel lift pump effect by inert gas on the Al deoxidized molten steel delivered to the ladle, and rises to the fluidized molten steel surface or inside the molten steel. It supplies CaO flux with thermal oxidizing gas.
[0015]
The reason for limiting to the oxidizing gas is to utilize the heat of oxidation exothermic reaction of molten steel components such as Al for suppressing the temperature rise and temperature rise of the molten steel.
[0016]
As the oxidizing gas, an oxidizing gas such as pure oxygen, carbon dioxide, Ar—O 2 mixed gas or N 2 —O 2 mixed gas is used. In the case of other than pure oxygen, the converted value of pure oxygen contained in each supply gas is used. In the case of carbon dioxide, CO 2 → CO + (1/2) O 2 is generated and converted to pure oxygen.
[0017]
The method of supplying the oxidizing gas is spraying or injection (blowing). In the case of spraying, it may be performed from an upper blowing lance tuyere in the atmosphere, an upper blowing lance tuyere that can be moved up and down in the vacuum vessel, or an oblique upper blowing tuyere provided on the inner wall of the vacuum vessel or dip tube. When performing injection, you may carry out from the immersion tuyere provided in the vacuum vessel or the inner wall of the dip tube, and the raising / lowering lance tuyere which can be immersed in the ladle molten steel.
[0018]
The limitation to CaO-based fluxes is that CaO reacts with Al 2 O 3 produced with the supply of oxidizing gas to produce low melting point CaO-Al 2 O 3, which makes the inclusions harmless. This is because it has a desulfurization ability.
[0019]
The desirable composition of the CaO-based flux to be added is such that the range of CaO content is 50 to 100 Wt%. If it is less than 50 Wt%, the desulfurization ability and the molten steel cleaning ability will decrease. This flux may contain MgO in a range of 20 Wt% or less. Other acceptable contents are CaF 2 of about 30 Wt% or less, Al 2 O 3 of about 20 Wt% or less, or BaO of about 20 Wt% or less. If the CaO content is 50 Wt% or more, one or more of these allowable contents can be selected to form a composite composition.
[0020]
The desirable particle size of CaO flux is 10mm or less. If the particle size exceeds 10mm, clogging occurs in the piping, and stable supply cannot be maintained, and the unreacted rate of CaO in the flux increases significantly, and the Al 2 O 3 inclusion reforming effect Is reduced.
[0021]
The CaO-based flux may be added using the same tuyere as the oxidizing gas, and the oxidizing gas may be supplied as a carrier gas, or may be supplied from a tuyere different from the oxidizing gas. For example, in the case of top blowing, the oxidizing gas blowing top lance and the flux blowing top blowing lance may be inclined with respect to the vertical axis so that the oxidizing gas and the flux collide in the vicinity of the molten steel surface.
[0022]
For example, when an RH vacuum degassing apparatus is applied, two of the four top blowing tuyers provided on the side wall of the vacuum chamber may be used for oxidizing gas and two for flux.
[0023]
The method of the present invention may be applied under atmospheric pressure or under vacuum, but in order to avoid the influence of atmospheric atmosphere (air oxidation, increase in nitrogen) under atmospheric pressure, a sealing lid or a cylindrical dip tube is used. It is desirable to replace the atmosphere with an inert gas such as.
[0024]
1 to 7 show a configuration example of an apparatus for realizing the method of the present invention, that is, an example of an addition method of oxidizing gas and flux.
[0025]
FIG. 1 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where top blowing is performed on molten steel under gas stirring under atmospheric pressure. Al is added to the
[0026]
FIG. 2 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where injection is performed in the molten steel using a dip tube together under atmospheric pressure. Al is added to the
[0027]
FIG. 3 is a schematic cross-sectional view showing a case where molten steel in a ladle housed in a vacuum vessel is stirred with bottom blowing gas and blown up. Al is previously added to the
[0028]
FIG. 4 is a schematic vertical cross-sectional view showing a case where molten steel in a ladle housed in a vacuum vessel is stirred with bottom blowing gas, and oxidizing gas and flux are blown up from different positions. Al is previously added to the
[0029]
FIG. 5 is a schematic view of a vertical cross section showing a case where air is blown up from a liftable lance installed in an RH vacuum chamber. Al is added to the
[0030]
FIG. 6 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where injection is performed from an immersion tuyere on the inner wall of the RH vacuum chamber. Al is added to the
[0031]
FIG. 7 is a schematic longitudinal sectional view showing a case where oxidizing gas and flux are blown up from different positions from the upper blowing tuyere of the inner wall of the RH vacuum chamber. Al is added to the
[0032]
In this case, the blowing position is the same place on the surface of the
[0033]
Desirable numbers of
[0034]
Next, the reason for limiting the conditions in the method of the present invention will be described in detail.
[0035]
The reason for spraying or injecting CaO flux with oxidizing gas to molten steel containing Al is as follows.
[0036]
In order to solve the above-mentioned problems, tests were conducted in which the
[0037]
Reaction heat is generated by the reaction between the supplied oxidizing gas and [Al] in the molten steel, and the molten steel temperature locally becomes the highest at the hot spot formed on the molten steel surface by supplying the oxidizing gas. By adding a CaO 2 -based flux to this hot spot region, the flux is heated and the reactivity to desulfurization and cleaning is improved.
[0038]
In the hot spot region, Al 2 O 3 is produced by the reaction of oxidizing gas and [Al] in the molten steel, but these Al 2 O 3 inclusions react easily with the supplied CaO flux, and CaO -Al 2 O 3 type low melting point composition inclusions. As a result, the reactivity of the flux is significantly improved.
[0039]
When the fire point formed by the oxidizing gas is different from the position where the CaO-based flux is supplied, and when these are supplied by injection, the oxidative gas injection lance or tuyere has been melted. However, as in the method of the present invention, when a CaO-based flux is injected using an oxidizing gas as a carrier gas, a protective layer made of flux and metal (solidified porous steel) is formed in the vicinity of the tuyere in a mushroom shape. For this reason, the melting damage of the tuyere is significantly reduced. As a result, it is possible to improve the refractory life and reduce the refractory cost associated therewith.
[0040]
In the method of the present invention, the ratio Y between the CaO pure feed rate Y [kg / (t · min)] in the CaO-based flux and the oxygen pure feed rate X [kg / (t · min)] in the oxidizing gas. The range of / X is set to 0.2 to 5, and spraying or inking is performed. The reasons for this limitation are as follows.
[0041]
As a result of investigating the influence of the feed rate ratio Y / X on desulfurization and cleanability of molten steel when supplying oxidizing gas and CaO-based flux to molten steel together, Y / X is less than 0.2 or It was found that desulfurization ability and cleanliness deteriorated when the ratio exceeds 5. This will be described with reference to FIG.
[0042]
FIG. 8 is a diagram showing the relationship between Y / X, T. [O] in the molten steel immediately after heat refining, and the desulfurization rate before and after heat refining.
[0043]
When Y / X is less than 0.2, the production rate of Al 2 O 3 produced by the oxidizing gas is too large compared to the supply rate of CaO, so that the Al 2 O 3 inclusion is not sufficiently modified.
[0044]
As a result, the inclusions produced have a composition rich in Al 2 O 3 and the sulfide capacity, which is an index of the desulfurization ability, is low, so that desulfurization does not proceed easily as shown in FIG.
[0045]
On the other hand, when Y / X exceeds 5, the supply rate of CaO is excessively higher than the generation rate of Al 2 O 3 generated by the oxidizing gas, so that the Al 2 O 3 inclusion is a high melting point of CaO rich. It becomes a massive inclusion of the composition, and it becomes difficult to float and separate. Since these CaO rich refractory inclusions are solid, the desulfurization reaction proceeds only on the inclusion surface. As a result, the desulfurization efficiency is significantly reduced. Furthermore, when Y / X exceeds 5, excessive CaO-based flux is dispersed in the molten steel and becomes inclusions, which increases the absolute amount of inclusions present in the molten steel, which also cleans the molten steel. Worsens sex.
[0046]
When applying the method of the present invention, the desired [Al] content in the molten steel before the start of spraying or injection depends on the total amount of pure oxygen Z (kg / ton) in the supplied oxidizing gas, and its range is It is about (0.01 + 0.11Z) to (0.10 + 0.11Z) Wt% in sol.Al. However, even if the value is lower than the lower limit before the start, heating may be started and Al may be added during the heating. Moreover, if it is in the said range, you may add Al during a heat rise.
[0047]
A desirable tuyere shape at the tip of the upper blowing lance is a circular single tube or a Laval shape, and the number of ejection holes is a single hole or a plurality of holes (2 to 10 holes). The desirable tuyere shape of the tip of the injection lance is circular and downward or sideways, and the number of ejection holes is a single hole or a plurality of holes (2 to 6 holes).
[0048]
【Example】
Example 1
The molten steel (converter end-point temperature 1620-1690 ° C) that was coarsely decarburized until [C] reached 0.03 to 0.05 Wt% in the converter was completely deoxidized into a 250-ton ladle to produce steel (Ladle after steelmaking) (Inner molten steel temperature 1660-1600 ℃). To modify the slag flowing out to inevitably ladle from a converter furnace (
[0049]
Thereafter, dehydrogenation treatment was performed using an RH vacuum degassing apparatus (immersion tube diameter 660 mm, vacuum tank inner diameter 2100 mm, refluxing Ar gas flow rate 2000 N liter / min, degree of
[0050]
At that time, predetermined oxygen gas was blown from the upper blowing tuyere provided on the side wall of the vacuum chamber for 5 minutes in the latter half of the RH treatment, and heat refining was performed. Here, CaO based flux was supplied from the same tuyere under the Y / X conditions shown in Table 1 using oxygen gas as a carrier gas. Flux composition was CaO95Wt% -CaF 2 5Wt%.
[0051]
[Table 1]
After the supply of oxygen gas and flux was completed, the RH vacuum degassing apparatus continued to continue the reflux for 3 minutes, and then a molten steel sample was collected and analyzed for T. [O] and before and after treatment [S]. .
[0053]
Next, it was cast into a slab with a continuous casting machine and subjected to a rolling process to obtain a thick plate product having a thickness of 15 mm. This thick plate was inspected by ultrasonic flaw detection. The results are also shown in Table 1.
[0054]
Here, the index of occurrence of product defects in No. 1 heat, which is the conventional method with no CaO flux added, was set to 1.0. Table 2 shows the results of [S] and the desulfurization rate before and after the treatment.
[0055]
[Table 2]
From Table 1, the method of the present invention can reduce T. [O] and product soot generation rate after RH treatment compared with the conventional method, T. [O] after RH treatment should be less than 20 ppm, and product soot generation rate index. It can be seen that Y / X needs to be 0.2 to 5 in order to make the value less than 0.2.
[0057]
From Table 2, in the method of the present invention, [S] in molten steel can be reduced as compared with the conventional method, and in order to set the [S] after treatment to 10 ppm or less and the desulfurization rate to 70% or more, Y / It can be seen that X needs to be 0.2-5.
[0058]
From the above, it is clear that in the method of the present invention in which Y / X is 0.2 to 5, an extremely low sulfur and high clean steel plate can be obtained.
[0059]
(Example 2)
Molten steel (converter end point temperature 1630 to 1660 ° C) was decarburized until [C] was 0.03 to 0.05 Wt% in the converter, and the steel was tapped into a 250 ton ladle (the molten steel temperature in the ladle after tapping 1600 to 1620 ° C).
[0060]
To modify the slag flowing out to inevitably ladle from a converter in the slag containing Al Aratameshitsuzai (Al: 50Wt%, Al 2 O 3: 40Wt% ,, CaO: 10Wt%) O.5 to 1.5 kg / t was added on the slag in the ladle after the completion of steelmaking, so that (Wt% FeO) + (Wt% MnO) in the slag in the ladle was 5% or less.
[0061]
After that, vacuum decarburization treatment was performed using an RH vacuum degasser (immersion tube diameter 750 mm, vacuum tank inner diameter 2200 mm, refluxing Ar gas 2500 Nl / min, vacuum 0.5-4 Torr) [C] 0.003 Wt% or less After decarburizing until it became, a deoxidizer (metal Al100 Wt%: 1.5 to 2.0 kg / t) was added into the RH vacuum chamber. At this time, the concentration of [sol.Al] in the molten steel was 0.10 to 0.15 Wt%.
[0062]
After adding the deoxidizer, in the latter half of the RH treatment to adjust the temperature, the inside of the vacuum chamber is filled with an oxidizing gas (oxygen + Ar mixed gas, oxygen and Ar volume ratio 1: 1) at the top of the vacuum chamber. The molten steel surface was sprayed for 5 minutes and subjected to heat refining. At this time, the lance height was 2.5 m from the surface of the molten steel in the vacuum chamber.
[0063]
Here, from the top blowing tuyere provided on the side wall of the vacuum chamber (height from the molten steel surface in the vacuum chamber is 0.5 m, the spray angle is -45 ° inclined from the horizontal plane), together with Ar carrier gas (1000 N liters / min) CaO-based flux was sprayed on the surface of the molten steel under the Y / X conditions shown in FIG. At this time, the tuyere position was adjusted so that the oxidizing gas spray position (fire point) and the flux spray position overlapped. The flux composition was 100% CaO.
[0064]
[Table 3]
After the supply of oxidizing gas and flux was completed, RH reflux was continued for 3 minutes, a molten steel sample was taken, and T. [O] was analyzed. Next, it was cast into a slab with a continuous casting machine and rolled to obtain a thin plate product having a thickness of 0.8 mm. This thin plate was inspected by ultrasonic flaw detection to determine the wrinkle occurrence rate. The results are also shown in Table 3. Here, the product defect rate in No. 11 heat was set to an index of 1.0.
[0066]
From Table 3, it can be seen that Y / X needs to be 0.2 to 5 in order to make T. [O] after RH treatment less than 20 ppm and make the product defect rate index less than 0.2.
[0067]
Example 3
The molten steel that was coarsely decarburized until the [C] became 0.08 to 0.12 Wt% in the converter (converter outgoing steel temperature 1650 to 1680 ° C) was completely deoxidized in a 250-ton ladle to produce steel (taken after steel output) The temperature of molten steel in the pan is 1630 to 1660 ° C). To modify the slag flowing out to inevitably ladle from a converter in the slag containing Al Aratameshitsuzai (Al: 60Wt%, CaO: 35Wt%, CaF 2: 5Wt%) was added The (Wt% FeO) + (Wt% MnO) in the ladle slag was set to 5 Wt% or less. At this time, [sol.Al] in the molten steel was 0.13 to 0.18 Wt%.
[0068]
Then, cover the ladle with a sealing lid on the ladle, replace the space between the molten steel surface with Ar, and lower the injection lance that can be raised and lowered from the top of the lid to 2.5 m below the molten steel surface. Oxygen gas was blown into the molten steel from the inverted T-shaped sideways two-hole tuyere of the part, and heat refining for 5 minutes was performed. Here, a
[0069]
[Table 4]
After the supply of oxygen gas and flux was completed, gas stirring was continued for 3 minutes using only Ar gas, and then cast into a slab with a continuous casting machine and rolled to obtain a thick plate product having a thickness of 12 mm. This thick plate was inspected by ultrasonic flaw detection to determine the wrinkle occurrence rate.
[0071]
Here, the occurrence rate of product defects in No. 21 heat was set to an index of 1.0. In addition, visually observe the lance tuyere after treatment, and measure the lance tuyere's melting index (the tuyere melt amount before and after each heat treatment, that is, the “depth of the dent”). The index was also determined by setting the value to 1.0. These results are also shown in Table 4.
[0072]
From Table 4, it can be seen that Y / X needs to be 0.2 to 5 in order to make the lance erosion index less than 0.2 and the product defect index less than 0.2.
[0073]
Further, T. [O] in the molten steel after the
[0074]
[Table 5]
From Table 5, it is understood that Y / X needs to be 0.2 to 5 in order to make the [S] after
[0076]
From the above examples, it is clear that when Y / X is set to 0.2 to 5, steel with extremely low sulfur and high cleanliness can be obtained while suppressing melting of the tuyere.
[0077]
【The invention's effect】
By using the heating refining method of the present invention, it is possible to obtain steel with extremely low sulfur and high cleanliness while suppressing melting damage such as tuyere.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where top blowing is performed on molten steel under gas stirring under atmospheric pressure.
FIG. 2 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where injection is made into molten steel using a dip tube under atmospheric pressure.
FIG. 3 is a schematic longitudinal sectional view showing a case where molten steel in a ladle housed in a vacuum vessel is stirred with bottom blowing gas and blown up.
FIG. 4 is a schematic vertical cross-sectional view showing a case where molten steel in a ladle housed in a vacuum vessel is stirred with bottom blowing gas and oxidizing gas and flux are blown up from different positions.
FIG. 5 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where air is blown up from a liftable lance installed in an RH vacuum chamber.
FIG. 6 is a schematic view of a longitudinal section showing a case where injection is performed from an immersion tuyere on the inner wall of the RH vacuum chamber.
FIG. 7 is a schematic vertical cross-sectional view showing a case where oxidizing gas and flux are blown from different positions from the upper blowing tuyere of the inner wall of the RH vacuum chamber.
FIG. 8 is a graph showing the relationship between Y / X, T. [O] in molten steel immediately after heat refining, and the desulfurization rate before and after heat refining.
[Explanation of symbols]
1: ladle, 2: molten steel, 3: lid for sealing, 4: top blowing lance,
5: Injection lance, 6: Mixture of oxygen gas + CaO flux,
7: Ar gas, 8: Cylindrical dip tube,
9: Mixture of oxygen gas + Ar gas + CaO flux,
10: Porous tuyere, 11: Vacuum container, 12: Oxygen gas,
13: Ar gas + CaO flux mixture, 14: RH vacuum chamber,
15: riser, 16: downcomer, 17: immersion tuyere, 18: top blowing tuyere,
19: Mixture of oxygen gas + Ar gas
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