JP6790796B2

JP6790796B2 - 真空脱ガス処理装置

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Publication number: JP6790796B2
Application number: JP2016244191A
Authority: JP
Inventors: 秀平笠原
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2016-12-16
Filing date: 2016-12-16
Publication date: 2020-11-25
Anticipated expiration: 2036-12-16
Also published as: JP2018095942A

Description

本発明は、真空脱ガス処理装置及びそれを用いた溶鋼の二次精錬装置に関するものである。

鋼材の高級化に伴い、不純物元素のさらなる濃度低減が必要とされている。不純物元素は溶鋼の精錬工程を通じて除去される。転炉などによる一次精錬が完了した溶鋼が取鍋に収容され、取鍋内の溶鋼を対象に二次精錬が行われる。不純物元素を特に低減する品種については、二次精錬工程にて鋼材の規格の範囲まで不純物元素が除去される。そのため、不純物元素の除去能力の高い二次精錬処理装置が必要である。

二次精錬工程において、不純物元素の中で炭素は、減圧下において溶鋼中のＣとＯを反応させてＣＯガスとして除去し、水素、窒素は、溶鋼からそれぞれ水素ガス、窒素ガスとして除去する。除去速度を高めるためには、減圧雰囲気下に溶鋼を曝す真空脱ガス処理が必要である。また、強攪拌も有効である。

不純物元素の中で硫黄は、基本的には溶鋼表面に添加したスラグに吸着させることで除去する脱硫処理が必要である。除去速度を高めるには、スラグと溶鋼の界面を強攪拌すること、スラグの硫黄吸収能力を高めることが有効である。

二次精錬工程の処理効率向上には、これらの不純物元素の除去を同時に行うことができる処理装置が必要である。しかし、これらの不純物元素の除去を同時に行うことは困難である。これは、真空脱ガス処理のために減圧状態とし、スラグによる脱硫を行わせると、それぞれの除去速度を向上させるために攪拌力を増加させる必要が生じ、スラグが耐火物と反応して耐火物の損耗速度が増加し、耐火物補修頻度が増加して、二次精錬工程の処理効率はむしろ低下してしまうためである。そのため、真空脱ガス処理と脱硫処理は異なる二次精錬処理装置が用いられている。

ただし、従来から、単一の真空脱ガス処理装置で真空脱ガス処理に加え、スラグではなく粉体の脱硫フラックスを溶鋼中に吹き込み、又は溶鋼表面に吹き付ける手段を用いた脱硫処理を行う方法についての開発が行われている。

ＲＨ真空脱ガス処理装置を用いた脱硫方法として、特許文献１では、真空脱ガス槽の頂部に設けたランスから酸化カルシウムおよび酸化アルミニウムを主成分とする脱硫用フラックスを、キャリアガス、燃料ガスおよび酸素ガスとともに噴射して前記真空脱ガス槽内の溶鋼に吹き付ける精錬方法を提案している。また、特許文献２では、粉状の脱硫剤をキャリアガスと共に溶鋼中に吹き込み、吹き込んだ脱硫剤と溶鋼とをＲＨ真空脱ガス装置の真空槽内で混合して脱硫する溶鋼の脱硫方法を提案している。これらの方法を用いることで、真空脱ガス処理と脱硫処理を並行して行うことができる。

特許文献３には、取鍋内に収容した溶鋼に１本足からなる筒状浸漬管を浸漬し、浸漬管内を真空排気して溶鋼を浸漬管内に吸い上げた状態で浸漬管の投影面下の取鍋内下部から不活性ガスを吹き込む脱硫方法が開示されている。脱硫用粉体は、浸漬管内に設置した上吹きランスあるいはインジェクションランスあるいは浸漬管内側の浸漬羽口、もしくは上吹き羽口から添加できるとしている。不活性ガス吹き込みは、取鍋内下部から吹き込みランスまたはポーラスプラグを経て吹き込むとしている。特許文献４には、取鍋内溶鋼に大径の直胴形状の容器を浸漬するとともに、該直胴浸漬槽内を減圧し、鋼浴の底部からガス体を供給するとともに、浸漬管全周に設けた複数個のガス吹き込みノズルより、鋼浴表面下５００〜１５００ｍｍの位置から不活性ガスを吹き込む、極低炭素鋼の製造方法が開示されている。

特開２０１２−１７２２１３号公報特開２００２−１６１３１０号公報特開平７−２７８６３９号公報特開平７−５４０３４号公報

特許文献１〜３のように、粉体の脱硫剤を溶鋼に吹き込みまたは吹き付ける脱硫方法においては、粉体脱硫剤の供給に長時間を要するので処理時間が長くなるため、二次精錬の処理効率が低下してしまう。特許文献２の方法では、脱硫剤を溶鋼中に吹き込むための羽口への溶鋼の差込みを抑制するため、脱硫剤の吹き込む必要のない期間もガスを流し続けなければならず、ガスコストの悪化を招く。また、フラックスにより羽口の損耗が進むために補修頻度が増加してしまう。

また、特許文献１、２に記載の、ＲＨ真空脱ガス処理装置を用いた脱硫方法では、溶鋼と脱硫剤との反応によって脱硫した後、Ｓを含んだ脱硫剤はＲＨ真空槽の下降管から取鍋内溶鋼中に下降し、その後上昇して、取鍋内溶鋼表面の取鍋スラグに吸収される。取鍋スラグは、転炉からの出鋼時に流出した酸化性スラグが主体であるため、取鍋スラグ中の酸化鉄や酸化マンガンといった低級酸化物濃度が高いので、スラグの硫黄保持能力が低くなり復硫してしまう。そのため、Ｓ濃度を低く維持するためには、取鍋スラグの低級酸化物濃度を低減する改質処理を行う必要が生じる。

特許文献１〜３いずれの方法も、真空槽内の溶鋼中に脱硫剤を供給するため、真空槽内の溶鋼表面に脱硫剤が滞留する。そのため、溶鋼表面の脱硫剤による耐火物の溶損が進行することとなり、耐火物寿命が低下する。

そこで、本発明では、減圧下で真空脱ガス処理を行いつつ、脱硫剤を吹き付けや吹き込みで供給することなく真空槽内で脱硫を行うことによって短時間で脱硫を完了することができ、さらに脱硫を行っても真空槽内耐火物の溶損を抑制できる真空脱ガス処理装置及びそれを用いた溶鋼の二次精錬装置を提供することを目的とする。

本発明は、このような目的を達成するためになされたもので、その要旨は、下記の直胴型真空脱ガス処理装置にある。
（１）溶鋼の二次精錬に用いる真空脱ガス処理装置であって、下部に単一の筒状浸漬管を有する真空槽（以下「直胴型真空槽」という。）を有し、前記筒状浸漬管の内周に全周にわたってガスを吹き込む羽口が設けられており、
前記羽口の数Ｎと筒状浸漬管内側直径Ｄとの関係が下記（１）式を満足することを特徴とする、真空脱ガス処理装置。
４Ｄ＋２≦Ｎ≦１２Ｄ・・・（１）
Ｄ：筒状浸漬管内側直径（ｍ）
Ｎ：羽口の数（−）

本発明によれば、単一処理装置を用い、短時間で脱ガスおよび脱硫といった精錬処理ができ、さらに真空槽内の耐火物の溶損も抑制することができる。そのため、二次精錬の処理効率を著しく向上させることができる。

均一混合時間に及ぼす羽口数の影響を示す図である。耐火物溶損速度に及ぼす羽口数の影響を示す図である。均一混合時間ならびに耐火物溶損速度に及ぼす羽口数と真空槽内径の影響を示す図である。直胴型真空槽を有する本発明の真空脱ガス処理装置の概略構成例を示す図であり、（Ａ）は縦断面図であり、（Ｂ）は（Ａ）のＢ−Ｂ矢視平面断面図である。

本発明は、図４に示すように、溶鋼の二次精錬に用いる真空脱ガス処理装置２１として、下部に単一の筒状浸漬管９を有する真空槽１（以下「直胴型真空槽」という。）を用いる。真空槽１の下部に設けられた筒状浸漬管９の直径と、筒状浸漬管９の上方に位置する真空槽１の直径をほぼ同一とすることが多く、この場合は真空槽１における筒状浸漬管９を含めた全体形状が直胴型を呈することから、直胴型真空槽と呼ばれる。筒状浸漬管９の下端は開口している。取鍋５内の溶鋼表面に真空槽１の筒状浸漬管９を浸漬して真空槽内を減圧することにより、筒状浸漬管９内で溶鋼表面が上昇し、真空槽１内の溶鋼を対象として真空脱ガス処理と脱硫処理が行われる。

取鍋５内の溶鋼表面にスラグを形成した上で直胴型真空槽を溶鋼に浸漬させると、筒状浸漬管９の直下に存在していたスラグは筒状浸漬管９内に取り込まれる。真空槽１内を減圧すると、筒状浸漬管９内に取り込まれたスラグは溶鋼とともに真空槽内を上昇する。ここでは、真空槽１内に取り込まれたスラグを「真空槽内スラグ８」と呼び、筒状浸漬管９の外側の取鍋５内溶鋼表面に存在するスラグを「取鍋スラグ７」と呼ぶ。直胴型真空槽は筒状浸漬管９の内径を大きくすることができるので、多くのスラグを真空槽内スラグ８として取り込むことができる。

本発明は、真空脱ガス処理装置２１として上記直胴型真空槽を用いているので、転炉から取鍋への出鋼時に取鍋内に塊状の脱硫剤を添加すれば、出鋼時の溶鋼の攪拌によって、添加した脱硫剤を溶融スラグとして取鍋内溶鋼表面にスラグ層を形成することができ、さらに直胴型真空槽を取鍋内溶鋼表面に浸漬させることにより、脱硫剤を含む溶融スラグを真空槽内スラグ８として取り込むことができる。そのため、特許文献１〜３に記載のように、粉体の脱硫剤を吹き込み、あるいは吹き付ける必要がないので、脱硫処理時間を短縮することが可能となる。

次に、脱硫を行っても真空槽内耐火物の溶損を抑制できる装置を提供する、という本発明の課題について説明する。この課題を解決するために、本発明者らは、直胴型真空槽を用いたとき、減圧下で強攪拌状態であっても、真空槽内溶鋼表面に形成された真空槽内スラグ８が、真空槽１の耐火物と接触しないようにすることによって、真空槽内耐火物の溶損を抑制する方法を検討した。そして、スラグと耐火物の間に攪拌のために吹き込むガス気泡の層を設けることで、接触を抑制する方法を考案した。そのためには、攪拌用のガスを吹き込む羽口２を真空槽の筒状浸漬管内部の全周にわたって設置すればよい。

従来、直胴型真空槽を用いた溶鋼の二次精錬では、取鍋の底部からのガス吹き込み、あるいは取鍋内に浸漬したランスからのガス吹き込みにより、真空槽の浸漬管内に上昇するようにガスを吹き込み、ガスの上昇に伴う溶鋼の攪拌を利用していた。本発明において真空槽内のスラグと耐火物の接触を抑制するためには、真空槽１の筒状浸漬管９内部の全周にわたって設置した羽口２からのガス吹き込みのみによって、二次精錬に必要な溶鋼の攪拌が充分に行われる必要がある。

そこで、まずは水モデル実験によって、次に実際の溶鋼二次精錬によって、直胴型真空槽の筒状浸漬管９内部の全周にわたって設置した羽口２からのガス吹き込みのみを行い、溶鋼の攪拌状況、添加した成分の均一混合状況についての調査を行った。水モデル装置と実溶鋼装置のいずれも、図４に示す形状の真空槽１と取鍋５を用いた。

まず、水モデル実験について説明する。図４に示すように、筒状浸漬管９内部の全周にわたって設置した羽口から液中にガスを吹き込み、真空槽１内にトレーサーを添加して、真空槽１と取鍋５内の液の流動状況について確認した。その結果、図４に示すような流線１０で液の流動がなされていることが確認できた。即ち、取鍋底からのガス吹き込みや、取鍋内の液中にランスを挿入してのガス吹き込みを行っていないにもかかわらず、筒状浸漬管９内部の全周からのガス吹き込みのみで、真空槽１と取鍋５内の液の全体について十分に攪拌が行われることが確認できた。また、溶鋼中に生成した非金属介在物粒子の浮上状況を確認するため、水よりも軽い粒子を真空槽１内の液中に添加してその挙動を確認したところ、真空槽１内と取鍋５内を循環する粒子が大部分であって、真空槽１と取鍋５の間に存在する液の表面に浮上分離する粒子の比率は少ないことを確認した。真空槽１の筒状浸漬管９の内径が、取鍋５の内径に比較してそれほど小さくないことによると考えられる。

また、筒状浸漬管９内部の全周に設ける羽口２の数を変化させ、ガス気泡の発生挙動について水モデル実験を行った。その結果、羽口２の数が過度に多いと隣接する羽口２から吹き込まれたガス気泡同士が合体して吹き抜けが生じ、攪拌力の不足が懸念される状況であった。逆に、羽口２の数が過度に少ないとガス気泡間の距離が離れすぎてスラグと耐火物の接触が生じるとともに偏流を生じて攪拌力の不足が懸念された。すなわち、真空槽１の筒状浸漬管９の内側直径に応じた適正な羽口数の範囲が存在する。

次に、図４に示すような溶鋼の二次精錬装置を用いて、実際の溶鋼二次精錬で行った実験結果について説明する。上述のように、筒状浸漬管内部の全周に設けるガスを吹き込む羽口２の数に適正範囲が存在すると予想されたため、この適正な範囲を溶鋼を用いた試験にて調査した。

転炉にて脱炭処理し、取鍋に出鋼した８０、１５０、２５０トンの溶鋼に、それぞれ内側直径が０．８、１．５、２．５ｍの直胴型真空槽を浸漬した。直胴型真空槽の筒状浸漬管９の内部には、真空槽底部から１５０〜５００ｍｍの高さに、攪拌ガスを吹き込む羽口２を全周に設けている。羽口数は４〜３６個であり、各羽口は円周上に均等に配置した。真空槽の浸漬後に真空排気装置を用いて真空槽内を１３３〜３９９０Ｐａまで減圧するとともに、羽口を通じて攪拌ガスを全羽口合計で溶鋼１トンあたり５．９〜８．５ＮＬ／ｍｉｎ導入した。

真空槽内圧力と攪拌ガス流量の安定を確認した後、攪拌力の指標として均一混合時間を測定した。均一混合時間は、真空槽内の溶鋼にＣｕを添加した後、取鍋の溶鋼表面から連続してサンプルを採取し、Ｃｕ濃度が（３）式の範囲に収束する時刻ｔとした。
｜１−([Ｃｕ]_t−[Ｃｕ]₀)／([Ｃｕ]_e−[Ｃｕ]₀)｜≦０．０５・・・（３）
[Ｃｕ]_t：Ｃｕ添加後からｔ秒後のＣｕ濃度、[Ｃｕ]₀：Ｃｕ添加前のＣｕ濃度、[Ｃｕ]_e：到達のＣｕ濃度

さらに、真空槽内の耐火物とスラグとの接触による溶損の程度を、処理後の耐火物の厚みを測定し、一回の処理あたりの溶損速度を調査した。

均一混合時間と羽口数の関係を図１に示す。図に示すように、いずれの真空槽内側直径でも、均一混合時間が短くなる羽口数の範囲が存在することが分かる。これは、羽口数が過度に少ないと、隣接する羽口から吹きこまれた気泡同士の距離が大きく、気泡の偏在が生じて、溶鋼の偏流が生じたためと考えられる。羽口数が過度に多いと、隣接する羽口から吹き込まれた気泡同士が衝突して合体し、吹き抜けが生じて、気泡による攪拌力が溶鋼に伝達しにくくなったためと考えられる。

耐火物溶損速度と羽口数の関係を図２に示す。図に示すように、いずれの真空槽内側直径でも耐火物溶損速度が小さくなる羽口数の範囲が存在することが分かる。これは、羽口数が過度に少ないと、隣接する羽口から吹き込まれた気泡同士の距離が大きく、気泡によるスラグと耐火物との接触抑制効果が小さくなったためと考えられる。羽口数が過度に多いと、隣接する羽口から吹き込まれた気泡同士が衝突して合体し、吹き抜けが生じるため、攪拌力が弱くなり、スラグを真空槽内壁から離す力も弱くなるためと考えられる。

これらの結果から、真空槽内側直径に応じた適正な羽口数の範囲が存在することが分かる。そこで、図３に均一混合時間および耐火物溶損速度に及ぼす羽口数、筒状浸漬管内側直径の影響を示す。均一混合時間および耐火物溶損速度を羽口数、真空槽内側直径で整理できる。この結果から、羽口の数Ｎと筒状浸漬管内側直径Ｄ（ｍ）との関係が下記（１）式を満足すると好ましいことが判明した。
４Ｄ＋２≦Ｎ≦１２Ｄ・・・（１）
なお、筒状浸漬管９の中心に対して、隣接する羽口２の間の角度θは、すべて同一とすると好ましいが、同一であることは必須としない。角度θが下記（４）式の範囲内にあれば、羽口数がＮであるときの本発明の効果を十分に発揮することができる。
３６０／Ｎ×０．７５≦θ≦３６０／Ｎ×１．２５（４）

（１）装置構成
図４は、本発明の直胴型真空脱ガス処理装置を用いた溶鋼の二次精錬装置の概略構成例を示す図であり、図４（Ａ）は縦断面図であり、図４（Ｂ）は図４（Ａ）のＢ−Ｂ矢視平面断面図である。図４（Ａ）に示すように直胴型真空脱ガス処理装置２１は真空槽１からなる。真空槽１は下部に単一の筒状浸漬管９を有し、筒状浸漬管９には撹拌ガスを吹き込む羽口２を有する。真空槽１の上部は真空排気装置３ならびに合金添加孔４に接続されている。溶鋼の精錬処理を行う際は真空槽１を取鍋５内の溶鋼６に浸漬する。取鍋５内の溶鋼６は表面を取鍋スラグ７に被覆されている。真空槽１を浸漬する前に取鍋スラグ７の一部だったスラグは、真空槽内部に取り込まれ、溶鋼上部に滞留して真空槽内スラグ８を形成している。

攪拌ガスを吹き込む羽口２は真空槽１の底面から１５０ｍｍ以上の高さに設けることが望ましい。１５０ｍｍよりも低いと、溶鋼からの熱により配管が変形してしまう場合がある。さらに望ましくは羽口と真空槽内の溶鋼表面との距離が０．８ｍ以上に維持できる高さに設けることが望ましい。これは、羽口と真空槽内の溶鋼表面との距離が０．８ｍ未満になると、羽口から真空槽内の溶鋼表面までの距離が短くなり、気泡の浮上までの時間も短くなり、気泡による攪拌力が弱くなる場合がある。

羽口２の内側直径は２〜７ｍｍが望ましい。２ｍｍよりも小さいと、攪拌ガスを吹き込む際に配管内での圧力損失が大きくなる場合がある。７ｍｍより大きいと、羽口内への溶鋼の侵入が発生して、羽口の溶損を引き起こす場合がある。

（２）処理方法
転炉で脱炭処理を行い、取鍋５に出鋼した後、溶鋼６を収容した取鍋５を図４（Ａ）に示す直胴型真空槽を有する真空脱ガス処理装置２１の配置場所へ移送し、精錬処理を開始する。なお、出鋼時に取鍋スラグの硫黄保持能力確保、ならびに大気と溶鋼の接触抑制のためＣａＯを主体とするフラックス（塊状）を添加する。このフラックスが含まれるスラグが、真空槽１を溶鋼中に浸漬するに際して真空槽内に取り込まれ、真空槽内スラグ８となって脱硫剤として機能する。フラックスを溶融させて十分に脱硫剤として機能させるためには、出鋼開始後のできるだけ早い時期にフラックスを投入すると好ましい。また、出鋼時に取鍋に流出した転炉スラグ中に含まれるＦｅＯやＭｎＯの濃度低減のため、脱酸元素を添加してもよい。なお、投入したフラックスと流出した転炉スラグの合計としての取鍋スラグの質量は、溶鋼１トンあたり５〜３３ｋｇが望ましい。溶鋼１トンあたり５ｋｇより少ないと、取鍋内の溶鋼を覆う面積が小さく、大気と溶鋼との接触抑制効果が小さくなる場合がある。溶鋼１トンあたり３３ｋｇより多いと、スラグの厚みが大きくなり、取鍋からあふれてしまう場合がある。

移送後は取鍋５内の溶鋼６に真空槽１の筒状浸漬管９を浸漬する。浸漬深さは２５０〜６５０ｍｍが望ましい。２５０ｍｍ未満では、処理中に取鍋スラグ７が真空槽内に吸引されてしまい、取鍋表面をスラグが被覆しない領域が生じ、大気からの窒素や酸素の吸収が生じてしまい、処理効率を低下させてしまう場合がある。６５０ｍｍより大きいと、羽口２位置での溶鋼の静圧が大きくなり、羽口内への溶鋼の侵入が生じやすくなる場合がある。

真空槽１の筒状浸漬管９を溶鋼６に浸漬した後に、真空槽１内を真空排気装置３を用いて減圧する。溶鋼処理時の真空槽１内の圧力は６７〜１３３００Ｐａが望ましい。より望ましくは６７〜６６５０Ｐａである。６７Ｐａよりも低いと、真空槽内の溶鋼表面近傍における攪拌ガス気泡の膨張の度合が大きくなり、気泡の破泡時に発生するスプラッシュが多量となり操業に悪影響を及ぼす場合がある。圧力が１３３００Ｐａを超えて高いと、攪拌ガス気泡の膨張の度合が小さくなり、気泡による攪拌力が弱くなってしまう場合がある。また、６６５０Ｐａを超えて高いと、真空槽内の脱ガス速度が小さくなる場合がある。

真空槽１内の減圧とともに羽口２を通じて攪拌ガスを溶鋼中に吹き込み、溶鋼の攪拌を行う。なお、攪拌ガス流量は溶鋼１トンあたり全羽口合計で４．５〜１５．０ＮＬ／ｍｉｎが望ましい。溶鋼１トンあたり４．５ＮＬ／ｍｉｎ未満では、攪拌が弱くなり過ぎてしまう場合がある。溶鋼１トンあたり１５．０ＮＬ／ｍｉｎを超えて大きいと、破泡時に発生するスプラッシュが多量となり操業に悪影響を及ぼす場合がある。

本発明の直胴型真空脱ガス処理装置を用いる場合、合金の添加による成分調整、真空脱ガス処理、脱硫処理、脱酸処理、真空槽内の溶鋼上方に設置したランスからのＯ₂ガス吹き付けによるＡｌ酸化発熱を利用した昇温、等といった精錬処理を行うことができる。

本発明の溶鋼の二次精錬装置２２は、図４に示すように、上記本発明の真空脱ガス処理装置２１と、溶鋼を収容するための取鍋５とを有し、真空脱ガス処理装置内の溶鋼中にガスを供給する手段として、筒状浸漬管９の内周に設けたガスを吹き込む羽口２のみを有することを特徴とする。取鍋底からのガス吹き込みや、取鍋内の液中にランスを挿入してのガス吹き込みを行わず、筒状浸漬管内部の全周に設けた羽口２からのガス吹き込みのみで、溶鋼６の攪拌と混合を行う。

本発明の溶鋼の二次精錬装置２２に用いる真空脱ガス処理装置２１は、下部に単一の筒状浸漬管を有する直胴型の真空槽１を用いており、筒状浸漬管９の開口面積が大きくなるので、取鍋５内の溶鋼６に浸漬するときに取鍋表面のスラグを取り込むことができ、取り込んだスラグが真空槽内スラグ８を形成し、真空槽１内での攪拌によって、スラグ中のＦｅＯ、ＭｎＯなどの低級酸化物は溶鋼中のＡｌなどによって還元され、脱硫能力を付与されるので、真空槽内スラグ８を脱硫剤として脱硫処理を行うことができる。粉体として脱硫剤を吹き込みあるいは吹き付けることを省略できるので、脱硫処理時間の短縮を実現することができる。なお、取鍋表面のスラグを取り込んで形成した真空槽内スラグに加え、付加的に粉体脱硫剤を吹き込み、あるいは吹き付けることとしても良い。

本発明の溶鋼の二次精錬装置２２においては、筒状浸漬管内部の全周に設けた羽口２からのガス吹き込みによって溶鋼６の攪拌と混合を行うので、真空槽１の溶鋼表面に形成された真空槽内スラグ８と真空槽１の内壁面との間がガス気泡で遮断されるため、真空槽内耐火物の溶損を抑制することができる（図４参照）。

また、真空脱ガス処理装置２１として、下部に単一の筒状浸漬管９を有する直胴型の真空槽１を用いているため、真空槽１の溶鋼表面で攪拌によって溶鋼中に巻き込まれた微小な真空槽内スラグ８は、取鍋５内の流線１０に沿って移動し、その大部分が再度真空槽１内に循環する。そのため、ＲＨ真空脱ガス装置を用いた二次精錬と対比すると、取鍋５内を浮上して、真空槽１と取鍋５の間の溶鋼表面に形成された取鍋スラグ７へ取り込まれる比率が少ない。取鍋スラグ７は、転炉から流出したスラグを含んでおり、ＦｅＯやＭｎＯなどの低級酸化物を含んでいるため、取鍋スラグ７に取り込まれた脱硫後のスラグ（Ｓを多く含む）からＳが乖離して溶鋼６に戻る、いわゆる復硫が発生しやすい。本発明は上述のように、Ｓを含む真空槽内スラグ８が取鍋スラグ７に取り込まれる比率が少ないので、復硫が少ないという利点を有している。

ここにおいて、筒状浸漬管９の内側直径Ｄと取鍋５の内側直径Ｄ_Lとの関係が、
Ｄ／Ｄ_L≧０．４０（２）
であると好ましい。これにより、真空槽１を取鍋５内の溶鋼６に浸漬したときに多くの取鍋スラグ７を取り込んで真空槽内スラグ８を形成することができるとともに、攪拌によって取鍋５内を循環する真空槽内スラグ８が取鍋スラグ７に取り込まれる比率を低減し、脱硫能力の向上を実現することができる。

以下、本発明の実施例について説明するが、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、この発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用しうるものである。

転炉で脱炭処理した溶鋼２８０〜３００トンを、取鍋に出鋼し、出鋼の初期段階に脱硫フラックスとして塊状のＣａＯを溶鋼１トン当たり７．０ｋｇ添加した。溶鋼を収容した取鍋ごと、図４に示すような直胴型の真空槽１を有する真空脱ガス処理装置２１の処理位置まで移送した。

真空脱ガス処理開始時の溶鋼組成は、Ｃ＝０．０４〜０．５０％、Ｓｉ＝０．０４〜０．１０％、Ｍｎ＝０．２〜１．６％、Ａｌ＝０．０１〜０．２０％、Ｓ＝０．００２８〜０．００３２％、Ｎ＝０．００４５〜０．００５０％、Ｈ＝０．０００３５〜０．０００３７％である。また、真空槽１を浸漬する前に取鍋表面に存在するスラグは、溶鋼１トンあたり１０〜２０ｋｇであり、スラグの主要な構成成分はＣａＯとＡｌ₂Ｏ₃の質量比が１．０〜１．４、ＳｉＯ₂濃度が０．５〜７．０％、ＦｅＯ濃度が０．５〜８．０％、ＭｎＯ濃度が０．５〜８．０％、ＭｇＯ濃度が３．０〜８．０％であった。

取鍋５内の溶鋼６に真空脱ガス処理装置２１の真空槽１下部に配置された筒状浸漬管９を３５０〜５００ｍｍ浸漬し、真空槽内を真空排気装置３で１３３〜３９９０Ｐａまで減圧し、筒状浸漬管の内周に全周にわたって配置した羽口２から、攪拌ガスを溶鋼１トンあたり全羽口合計で５．６〜７．４ＮＬ／ｍｉｎ導入した。処理時間は２０〜２５分間である。処理開始時と処理終了直後にサンプルを採取し、Ｎ、Ｓ、Ｈ濃度を分析し、脱ガス、脱硫能力を評価した。また、真空槽内壁の耐火物の厚みを測定し、損耗速度を評価した。

比較のために、ＲＨ式真空脱ガス処理装置を用いた処理についても述べる。直胴型真空槽による真空脱ガス処理装置の処理に用いたものと同様の溶鋼成分、スラグ成分や量を収容した取鍋ごと、ＲＨ式真空脱ガス処理装置の処理位置まで移送した。真空槽の内径は２．０ｍ、浸漬管の内径は６５０ｍｍ、浸漬管の中で、上昇管の底面から３００ｍｍの高さに環流ガスを吹き込む羽口を設けた。

取鍋内の溶鋼にＲＨ式真空脱ガス処理装置の浸漬管を３５０〜５００ｍｍ浸漬し、真空槽内を真空排気装置で１３３〜３９９０Ｐａまで減圧し、環流ガスを全羽口合計で溶鋼１トンあたり５．６〜７．４ＮＬ／ｍｉｎ導入した。真空槽内の圧力および環流ガス流量の安定を確認した後、真空槽内の溶鋼の上方に設置したランスから脱硫フラックスを溶鋼１トンあたり０．５ｋｇ／ｍｉｎの吹き付け速度にて吹き付けた。処理時間は、上記直胴型真空槽を用いた場合の時間よりも若干長めの２５〜３０分間とした。そのため、吹き付けた脱硫フラックス合計は溶鋼１トンあたり７．０ｋｇにとどまった。

処理前後でのＳ、Ｎ、Ｈ濃度の変化、耐火物溶損量を表１に示す。

本発明で規定する真空槽内側直径に応じた適正な羽口数であるＮｏ．１〜５では、処理後のＳ濃度は３〜５ｐｐｍ、Ｎ濃度は２３〜２５ｐｐｍ、Ｈ濃度は０．８〜１．２ｐｐｍまで安定して低下した。さらに、耐火物の溶損量は１．８〜２．４ｍｍと低位であった。

一方で、本発明の好ましい羽口数よりも少ないＮｏ．７〜８は処理後のＳ濃度は２５〜２６ｐｐｍ、Ｎ濃度は４１〜４３ｐｐｍ、Ｈ濃度は２．５〜２．６ｐｐｍと高く、耐火物溶損量は７．５〜８．９ｍｍと非常に大きくなった。本発明の好ましい羽口数よりも多いＮｏ．９〜１０は、処理後のＳ濃度は２０〜２１ｐｐｍ、Ｎ濃度は３７ｐｐｍ、Ｈ濃度は２．１〜２．２ｐｐｍと高く、耐火物溶損量は３．８〜４．１ｍｍと大きくなった。

また、ＲＨ型真空脱ガス処理装置で処理したＮｏ．１０〜１１は処理後のＳ濃度は１８〜１９ｐｐｍと高い値であった。より低い脱硫後Ｓ濃度とするためには、処理時間を延長して、脱硫フラックス吹き付け量合計を増大する必要がある。また、Ｎ濃度は３８〜３９ｐｐｍ、Ｈ濃度は２．４ｐｐｍと高く、耐火物溶損量は３．５〜３．７ｍｍと大きくなった。

１真空槽
２羽口
３真空排気装置
４合金添加孔
５取鍋
６溶鋼
７取鍋スラグ
８真空槽内スラグ
９筒状浸漬管
１０流線
２１真空脱ガス処理装置
２２溶鋼の二次精錬装置

Claims

溶鋼の二次精錬に用いる真空脱ガス処理装置であって、下部に単一の筒状浸漬管を有する真空槽（以下「直胴型真空槽」という。）を有し、前記筒状浸漬管の内周に全周にわたってガスを吹き込む羽口が設けられており、
前記羽口の数Ｎと筒状浸漬管内側直径Ｄとの関係が下記（１）式を満足することを特徴とする、真空脱ガス処理装置。
４Ｄ＋２≦Ｎ≦１２Ｄ・・・（１）
Ｄ：筒状浸漬管内側直径（ｍ）
Ｎ：羽口の数（−）