JP7139877B2 - Ladle refining method for molten steel - Google Patents

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Description

本発明は、溶鋼の取鍋精錬方法に関する。 The present invention relates to a ladle refining method for molten steel.

鉄鋼材料の製造時、転炉で脱炭した溶鋼は、用途に応じて二次精錬される。かかる二次精錬では、製造する製品の規格に応じて、合金添加、昇温、還元、不純物元素の除去が行われる。 During the production of steel materials, the molten steel decarburized in the converter is subjected to secondary refining depending on the application. In such secondary refining, alloy addition, temperature elevation, reduction, and removal of impurity elements are performed according to the specifications of the product to be manufactured.

上記のような二次精錬の方法の一つに、溶鋼表面上に存在するスラグ層中に通電電極を浸漬させて通電加熱しながら、取鍋底部に設けられたポーラスプラグを通じて溶鋼内に不活性ガスを吹き込んで溶鋼を攪拌する方法がある。このような通電加熱を伴う二次精錬方法では、不活性ガスによる攪拌により、溶鋼とスラグとの間で精錬反応が生じる。 In one of the secondary refining methods as described above, while an energizing electrode is immersed in the slag layer existing on the surface of the molten steel and electrically heated, inert gas is introduced into the molten steel through a porous plug provided at the bottom of the ladle. There is a method of stirring molten steel by blowing gas. In such a secondary refining method involving electric heating, a refining reaction occurs between the molten steel and the slag by stirring with an inert gas.

かかる通電加熱を伴う二次精錬方法では、例えば以下の特許文献1に開示されているように、通電加熱によって取鍋の内壁面に設けられた耐火物を溶損しないように注意を払いながら、通電のための電極が配置されている。 In the secondary refining method involving such electric heating, for example, as disclosed in Patent Document 1 below, while paying attention not to melt the refractory provided on the inner wall surface of the ladle by electric heating, Electrodes are arranged for energization.

ここで、通電加熱を伴う二次精錬方法において、雰囲気中の窒素ガスが溶鋼と接触すると、溶鋼において窒素の吸収反応(以下、「吸窒反応」という。)が生じ、溶鋼中の窒素濃度が上昇してしまう。そのため、従来、吸窒反応を防止するための技術が各種提案されている。 Here, in the secondary refining method involving electric heating, when the nitrogen gas in the atmosphere comes into contact with the molten steel, a nitrogen absorption reaction (hereinafter referred to as "nitrogen absorption reaction") occurs in the molten steel, and the nitrogen concentration in the molten steel increases. it rises. Therefore, conventionally, various techniques have been proposed for preventing absorption and nitriding reactions.

例えば以下の特許文献2には、電極の下部に開口するガス通流道を形成し、かかるガス通流道を介して不活性ガスを吐出することで、溶鋼面上部を不活性ガス雰囲気とする技術が開示されている。 For example, in Patent Document 2 below, a gas flow path that opens at the bottom of an electrode is formed, and an inert gas is discharged through the gas flow path to create an inert gas atmosphere in the upper part of the molten steel surface. Techniques are disclosed.

また、以下の特許文献3には、二酸化炭素を取鍋蓋内に供給して、溶鋼と接する気相を二酸化炭素ガス雰囲気とし、溶鋼面上部のガス雰囲気を低窒素濃度とする技術が開示されている。 In addition, Patent Document 3 below discloses a technique in which carbon dioxide is supplied into the ladle lid to make the gas phase in contact with the molten steel a carbon dioxide gas atmosphere, and the gas atmosphere above the surface of the molten steel has a low nitrogen concentration. ing.

また、以下の特許文献4には、造滓剤を添加するとともに溶鋼を攪拌して、溶鋼熱により少なくとも造滓剤の一部を溶融させ、次いで電極を溶融造滓剤中に挿入してアーク加熱を行う低窒素化技術が開示されている。 Further, in Patent Document 4 below, a slag-forming agent is added and molten steel is stirred to melt at least part of the slag-forming agent by the heat of the molten steel. A low-nitrogenization technique using heating is disclosed.

特開2010-17756号公報JP 2010-17756 A 特開昭61-276684号公報JP-A-61-276684 特開平3-104814号公報JP-A-3-104814 特開平1-208413号公報JP-A-1-208413

しかしながら、上記特許文献2及び特許文献3に開示されている技術は、溶鋼面上部の雰囲気を低窒素化する技術であり、雰囲気を低窒素化するまでに吸窒が進行する場合がある。また、上記特許文献4に開示されている技術では、造滓剤を溶融させるために要する通電時間が長くなる場合があり、却って吸窒反応が進行してしまう場合がある。 However, the techniques disclosed in Patent Documents 2 and 3 are techniques for reducing nitrogen in the atmosphere above the molten steel surface, and nitrogen absorption may progress until the atmosphere is reduced in nitrogen. Further, in the technique disclosed in Patent Document 4, the energization time required for melting the slag-forming agent may become long, and the adsorption/nitrogenation reaction may rather proceed.

このように、上記特許文献2~特許文献4に開示されている技術は、より確実な吸窒反応の抑制という観点では、未だ改良の余地がある。 As described above, the techniques disclosed in Patent Documents 2 to 4 still have room for improvement from the viewpoint of more reliable suppression of nitrogen absorption reaction.

そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、通電加熱を伴う取鍋精錬において、吸窒反応の発生をより確実に抑制することが可能な、溶鋼の取鍋精錬方法を提供することにある。 Therefore, the present invention has been made in view of the above problems, and an object of the present invention is to more reliably suppress the occurrence of nitrogen absorption reaction in ladle refining accompanied by electric heating. , to provide a ladle refining method for molten steel.

本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討を行ったところ、吸窒反応は、(a)攪拌ガスの気泡が溶鋼表面で破泡する結果生じる溶鋼露出面、(b)未溶融のスラグ塊同士の隙間に存在する溶鋼露出面、(c)溶融スラグの偏在により局所的に被覆されていない溶鋼露出面、という3種類の溶鋼露出面にて進行することを見出した。かかる知見に基づき、溶鋼表面を全体にわたって溶融スラグにより被覆し、かつ、攪拌ガスの気泡が溶鋼表面で破泡しないようにすれば、吸窒反応の発生をより確実に抑制可能であるとの着想を得るに至った。本発明者らは、かかる着想に基づき更なる検討を行った結果、本発明を完成するに至った。
かかる検討結果に基づき完成された本発明の要旨は、以下の通りである。
The present inventors have made intensive studies to solve the above problems, and found that the absorption of nitrogen is caused by (a) the exposed surface of the molten steel resulting from the bursting of bubbles of the stirring gas on the surface of the molten steel, and (b) the unmelted steel surface. and (c) exposed molten steel surfaces that are not locally covered due to uneven distribution of molten slag. Based on this knowledge, it was conceived that the occurrence of nitriding reaction can be more reliably suppressed by covering the entire surface of the molten steel with molten slag and preventing the bubbles of the stirring gas from breaking on the surface of the molten steel. I got The present inventors have completed the present invention as a result of further studies based on this idea.
The gist of the present invention, which was completed based on the results of these studies, is as follows.

[1]取鍋内の溶鋼表面にスラグ層を形成し、電極を前記スラグ層に浸漬させて通電する溶鋼の取鍋精錬方法において、前記スラグ層に浸漬される前記電極は、3本であり、前記取鍋の底面には、前記取鍋内に保持された前記溶鋼を攪拌する攪拌用ガスを吹き込むガス吹き込み用プラグが1本設けられており、溶鋼表面における取鍋内径をDs[m]としたときに、前記取鍋内径Dsは、2.5~4.7mであり、前記溶鋼表面を前記取鍋の上方から見たときに、前記溶鋼表面での前記3本の電極の位置、又は、前記3本の電極の前記溶鋼表面への投影位置に外接し、かつ、直径が最小となる円である電極外接円について、前記溶鋼表面における前記電極外接円の中心は、前記取鍋底部での前記取鍋の半径をR[m]としたときに、前記溶鋼表面における前記取鍋の中心位置から0.1×Rまでの領域内に位置しており、前記電極外接円の直径をD[m]としたときに、前記取鍋内径に対する前記電極外接円の直径の比(Ds/D)が、以下の式(1)を満足し、前記溶鋼表面において、前記ガス吹き込み用プラグの中心軸が、前記電極外接円上、又は、前記電極外接円の内側を通り、前記攪拌用ガスの流量をQ[NL/min/t]としたときに、当該攪拌用ガスの流量が、以下の式(2)を満足する、溶鋼の取鍋精錬方法。
1.8 ≦ Ds/D ≦3.5 ・・・式(1)
0.3 ≦ Q ≦4.5 ・・・式(2)
[2]前記スラグ層の厚みは、100mm以上である、[1]に記載の溶鋼の取鍋精錬方法。

[1] A ladle refining method for molten steel in which a slag layer is formed on the surface of the molten steel in the ladle, and electrodes are immersed in the slag layer and energized , in which three electrodes are immersed in the slag layer. , A gas blowing plug for blowing a stirring gas for stirring the molten steel held in the ladle is provided on the bottom surface of the ladle, and the inner diameter of the ladle on the surface of the molten steel is Ds [m] , the ladle inner diameter Ds is 2.5 to 4.7 m, and when the molten steel surface is viewed from above the ladle, the three electrodes on the molten steel surface are The center of the electrode circumscribing circle, which is a circle that circumscribes the position or the projection position of the three electrodes onto the molten steel surface and has the smallest diameter, is the center of the electrode circumscribing circle on the molten steel surface. When the radius of the ladle at the bottom of the ladle is R [m], it is located within a region from the center position of the ladle on the surface of the molten steel to 0.1 × R, and the electrode circumscribed circle When the diameter of the electrode is D [m], the ratio of the diameter of the electrode circumscribing circle to the inner diameter of the ladle (Ds/D) satisfies the following formula (1), and the gas is blown on the surface of the molten steel When the central axis of the plug passes through the electrode circumscribed circle or inside the electrode circumscribed circle, and the flow rate of the stirring gas is Q [NL/min/t], the flow rate of the stirring gas is is a ladle refining method for molten steel that satisfies the following formula (2).
1.8 ≤ Ds/D ≤ 3.5 Expression (1)
0.3 ≤ Q ≤ 4.5 Expression (2)
[2] The ladle refining method for molten steel according to [1], wherein the slag layer has a thickness of 100 mm or more.

以上説明したように本発明によれば、通電加熱を伴う取鍋精錬において、吸窒反応の発生をより確実に抑制することが可能となる。 As described above, according to the present invention, it is possible to more reliably suppress the occurrence of nitrogen absorption reaction in ladle refining accompanied by electric heating.

本発明の実施形態に係る取鍋精錬設備を取鍋の深さ方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。It is a sectional view showing typically a section at the time of cutting ladle refining equipment concerning an embodiment of the present invention in the depth direction of a ladle. 同実施形態に係る取鍋精錬設備を取鍋の深さ方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。It is a sectional view showing typically a section at the time of cutting ladle refining equipment concerning the embodiment in the depth direction of a ladle. 同実施形態に係る取鍋精錬設備を溶鋼高さHの位置で水平方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。It is a sectional view showing typically a section at the time of horizontally cutting the ladle refining equipment concerning the same embodiment at the position of molten steel height H. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is an explanatory view for explaining the ladle refining method according to the same embodiment.

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。 Preferred embodiments of the present invention will be described in detail below with reference to the accompanying drawings. In the present specification and drawings, constituent elements having substantially the same functional configuration are denoted by the same reference numerals, thereby omitting redundant description.

(溶鋼の取鍋精錬方法について)
以下に、本発明の実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法について、図1~図8を参照しながら詳細に説明する。
図1及び図2Aは、本実施形態に係る取鍋精錬設備を取鍋の深さ方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。図2Bは、本実施形態に係る取鍋精錬設備を溶鋼高さHの位置で水平方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。図3A~図8は、本実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。
(About ladle refining method of molten steel)
Hereinafter, a ladle refining method for molten steel according to an embodiment of the present invention will be described in detail with reference to FIGS. 1 to 8. FIG.
1 and 2A are cross-sectional views schematically showing a cross section of the ladle refining equipment according to the present embodiment when cut in the depth direction of the ladle. FIG. 2B is a cross-sectional view schematically showing a cross-section of the ladle refining equipment according to the present embodiment when cut horizontally at the position of the molten steel height H. FIG. 3A to 8 are explanatory diagrams for explaining the ladle refining method according to the present embodiment.

<取鍋精錬設備について>
まず、図1~図2Bを参照しながら、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法(以下、単に、「取鍋精錬方法」ともいう。)に用いられる取鍋精錬設備について説明する。なお、以下では、便宜的に、図1~図2Bに示した座標系を用いて説明を行うものとする。
<About ladle refining equipment>
First, with reference to FIGS. 1 to 2B, the ladle refining equipment used in the ladle refining method for molten steel according to the present embodiment (hereinafter also simply referred to as “the ladle refining method”) will be described. In the following description, the coordinate system shown in FIGS. 1 to 2B will be used for convenience.

本実施形態に係る取鍋精錬方法で用いられる取鍋精錬設備は、図1に模式的に示したように、所定の容量の取鍋10を少なくとも有している。かかる取鍋10の大きさ(容量)については、特に限定されるものではなく、公知の各種の取鍋を用いることが可能である。 The ladle refining equipment used in the ladle refining method according to the present embodiment has at least a ladle 10 with a predetermined capacity, as schematically shown in FIG. The size (capacity) of the ladle 10 is not particularly limited, and various known ladles can be used.

また、取鍋10の底面には、ガス吹き込み用プラグの一例としてのポーラスプラグ20が1本設けられている。かかるポーラスプラグ20は、取鍋10の内部に保持される溶鋼中に所定の不活性ガスを吹き込んで、溶鋼11を攪拌するためのガス吐出口として用いられる。かかるポーラスプラグ20については、以下で詳述するようなガス流量を実現することが可能なものであれば、公知の各種のポーラスプラグを使用することが可能である。 In addition, one porous plug 20 as an example of a gas blowing plug is provided on the bottom surface of the ladle 10 . The porous plug 20 is used as a gas outlet for stirring the molten steel 11 by blowing a predetermined inert gas into the molten steel held inside the ladle 10 . Various known porous plugs can be used as the porous plug 20 as long as the gas flow rate described in detail below can be achieved.

なお、本実施形態では、例えば図1に示したように、取鍋10の形状を模式化して示しているが、取鍋の詳細な構造についても、特に限定されるものではない。例えば、本実施形態に係る取鍋精錬方法に用いられる取鍋10は、二次精錬が終了した後の溶鋼を外部に取り出すための溶鋼取り出し口を有していてもよいし、その他の構造物が設けられていてもよい。 In addition, in this embodiment, for example, as shown in FIG. 1, the shape of the ladle 10 is schematically illustrated, but the detailed structure of the ladle is not particularly limited. For example, the ladle 10 used in the ladle refining method according to the present embodiment may have a molten steel outlet for taking out the molten steel after the secondary refining is finished, or may have other structures. may be provided.

かかる取鍋10の内部には、溶鋼11が保持されており、溶鋼11の表面(z軸正方向側の表面)には、CaO、SiO、Al、FeOなどを含むスラグ層13が浮いた状態で存在している。また、スラグ層13には、取鍋精錬工程で添加される各種のフラックス(造滓剤)が存在していてもよい。かかるスラグ層13は、フラックス層と呼ばれることもある。 Molten steel 11 is held inside the ladle 10, and a slag layer 13 containing CaO, SiO 2 , Al 2 O 3 , FeO, etc. is formed on the surface of the molten steel 11 (the surface on the positive z-axis side) exists in a floating state. Also, the slag layer 13 may contain various fluxes (slag-forming agents) added in the ladle refining process. Such a slag layer 13 is sometimes called a flux layer.

ここで、本実施形態において、図1に模式的に示したように、取鍋10の底面の位置を便宜的にz軸方向の原点(z=0)の位置とする。また、溶鋼11の高さHは、図1に模式的に示したように、溶鋼11及びスラグ層13を取鍋10の内部に出鋼して静置した後における、溶鋼11の表面の位置とする。 Here, in the present embodiment, as schematically shown in FIG. 1, the position of the bottom surface of the ladle 10 is conveniently the position of the origin (z=0) in the z-axis direction. Further, the height H of the molten steel 11, as schematically shown in FIG. and

また、用いる取鍋10の底面(z=0)の位置における取鍋10の半径を、R[m]と表すこととし、溶鋼表面(z=H)における取鍋10の内径を、Ds[m]と表すこととし、スラグ層13の厚みを、d[mm]と表すこととする。 In addition, the radius of the ladle 10 at the position of the bottom (z = 0) of the ladle 10 to be used is represented as R [m], and the inner diameter of the ladle 10 at the molten steel surface (z = H) is Ds [m ], and the thickness of the slag layer 13 is represented as d [mm].

取鍋10内に保持された溶鋼11に対して、本実施形態に係る取鍋精錬方法を適用する場合、2本又は3本の電極が、スラグ層13の内部に浸漬される。図2A及び図2Bでは、3本の電極30A,30B,30C(以下、まとめて「電極30」ということがある。)がスラグ層13の内部に浸漬されている場合を図示しているが、図2A及び図2Bにおいて、電極の本数は、2本であってもよい。 When applying the ladle refining method according to the present embodiment to the molten steel 11 held in the ladle 10 , two or three electrodes are immersed inside the slag layer 13 . FIGS. 2A and 2B illustrate the case where three electrodes 30A, 30B, and 30C (hereinafter collectively referred to as “electrodes 30”) are immersed inside the slag layer 13, 2A and 2B, the number of electrodes may be two.

本実施形態に係る取鍋精錬方法に用いられる電極30は、特に限定されるものではなく、公知の各種の素材を用いた電極を用いることが可能であるが、炭素製の電極(カーボン電極)を用いることが簡便である。また、電極30の形状や大きさについても、特に限定されるものではなく、公知の各種の電極を適宜利用することが可能である。 The electrode 30 used in the ladle refining method according to the present embodiment is not particularly limited, and electrodes using various known materials can be used, but carbon electrodes (carbon electrodes) It is convenient to use Also, the shape and size of the electrode 30 are not particularly limited, and various known electrodes can be appropriately used.

ただし、電極30のスラグ層13への浸漬深さは、溶鋼11に接触しないような深さであることが好ましい。特に電極30にカーボン電極を用いる場合に、電極30が溶鋼11に接触してしまうと、溶鋼11が有している熱により、カーボン電極が溶解してしまう可能性がある。カーボン電極が溶解すると、溶鋼11中に溶解した炭素が混入して、溶鋼11の炭素含有量が変化してしまう可能性がある。また、その他の素材を用いた電極を用いる場合であっても、電極が溶鋼11に接触してしまうと、電極の溶解が発生する可能性がある。そのため、溶鋼11に接触しないような深さまで電極30を浸漬させることで、溶鋼11への不純物の混入を防止することが可能となる。 However, it is preferable that the electrode 30 is immersed in the slag layer 13 to a depth that does not contact the molten steel 11 . In particular, when a carbon electrode is used as the electrode 30, if the electrode 30 comes into contact with the molten steel 11, the heat of the molten steel 11 may melt the carbon electrode. When the carbon electrode melts, the molten steel 11 may be mixed with the dissolved carbon and the carbon content of the molten steel 11 may change. Moreover, even when electrodes made of other materials are used, if the electrodes come into contact with the molten steel 11, there is a possibility that the electrodes will melt. Therefore, by immersing the electrode 30 to such a depth that it does not come into contact with the molten steel 11 , it is possible to prevent impurities from entering the molten steel 11 .

スラグ層13中に浸漬された電極30に対し、図2Aに示したように電源を設置して、電極30に所定の電力を投入することで、電極30の先端部と溶鋼11との間でアークプラズマが発生し、更に、溶鋼11を介して、発生したアークプラズマ間が通電される。かかるアークプラズマ及び通電によって発生する熱により、スラグが加熱及び溶融され、溶鋼11とスラグ層13との間で各種の精錬反応が進行するようになる。 A power supply is installed as shown in FIG. 2A for the electrode 30 immersed in the slag layer 13, and a predetermined power is applied to the electrode 30, so that a Arc plasma is generated, and the generated arc plasma is energized through the molten steel 11 . The slag is heated and melted by the heat generated by the arc plasma and energization, and various refining reactions proceed between the molten steel 11 and the slag layer 13 .

また、上記のような通電とともに、取鍋の底部に設けられたポーラスプラグ20からアルゴン等の不活性ガスを、以下で詳述するような流量で吐出させることで、溶鋼11中に流れが生じ、かかる溶鋼の流動に乗って、溶融したスラグが溶鋼表面を移動する。これにより、溶鋼表面におけるガス気泡の破泡を防止しながら未溶融状態のスラグの溶融を促進することができ、また、溶融したスラグが溶鋼11の表面の全体を覆うようになる。その結果、取鍋10内の雰囲気中に存在する窒素ガスと、溶鋼11と、の接触を遮断することができる。その結果、溶鋼11における吸窒反応の反応速度を、より確実に低減することができる。 In addition to the energization as described above, a flow is generated in the molten steel 11 by discharging an inert gas such as argon from the porous plug 20 provided at the bottom of the ladle at a flow rate as described in detail below. , the molten slag moves on the surface of the molten steel on the flow of the molten steel. As a result, it is possible to promote the melting of the unmelted slag while preventing gas bubbles from breaking on the surface of the molten steel, and the molten slag covers the entire surface of the molten steel 11 . As a result, contact between the nitrogen gas present in the atmosphere inside the ladle 10 and the molten steel 11 can be cut off. As a result, the reaction rate of the nitriding reaction in the molten steel 11 can be reduced more reliably.

なお、上記のように、電極30と溶鋼11との間に発生するアークプラズマを用いて、スラグの加熱及び溶融が実現されることから、電極30は、電極30の先端部で発生したアークプラズマが溶鋼11に到達可能な深さまで、スラグ層13中に浸漬されることが好ましい。 As described above, the arc plasma generated between the electrode 30 and the molten steel 11 is used to heat and melt the slag. is preferably immersed in the slag layer 13 to a depth that can reach the molten steel 11 .

<取鍋精錬方法の詳細について>
次に、図2A~図8を参照しながら、本実施形態に係る取鍋精錬方法について、詳細に説明する。
<Details of the ladle refining method>
Next, the ladle refining method according to this embodiment will be described in detail with reference to FIGS. 2A to 8. FIG.

本実施形態に係る取鍋精錬方法では、図2A及び図2Bに示したように、取鍋10内に存在するスラグ層13に対して、2本又は3本の電極30が浸漬される。なお、以下では、スラグ層13に対して、3本の電極30A,30B,30Cが浸漬される場合を例に挙げて、説明を行うものとする。 In the ladle refining method according to the present embodiment, two or three electrodes 30 are immersed in the slag layer 13 existing in the ladle 10, as shown in FIGS. 2A and 2B. In addition, below, the case where three electrodes 30A, 30B, and 30C are immersed with respect to the slag layer 13 shall be mentioned as an example, and shall be demonstrated.

[取鍋内径と電極外接円の直径との比率]
本実施形態に係る取鍋精錬方法では、例えば図2Bに模式的に示したように、2本又は3本の電極30の浸漬位置に基づき規定される電極外接円35に着目する。この電極外接円35は、溶鋼11の表面(z=Hの面)を取鍋10の上方(z軸方向正方向側)から見たときに、溶鋼11の表面での2本もしくは3本の電極30の位置、又は、かかる2本もしくは3本の電極30の溶鋼11の表面への投影位置に外接し、かつ、直径が最小となる円である。
[Ratio between ladle inner diameter and electrode circumscribed circle diameter]
In the ladle refining method according to the present embodiment, for example, as schematically shown in FIG. 2B, attention is paid to the electrode circumscribed circle 35 defined based on the immersion positions of the two or three electrodes 30 . This electrode circumscribing circle 35 is two or three lines on the surface of the molten steel 11 when viewed from the surface of the molten steel 11 (z=H plane) from above the ladle 10 (positive side in the z-axis direction). It is a circle that circumscribes the position of the electrode 30 or the projection position of the two or three electrodes 30 onto the surface of the molten steel 11 and has the smallest diameter.

本実施形態に係る取鍋精錬方法において、溶鋼11の表面における電極外接円35の中心は、取鍋底部での取鍋の半径をR[m]としたときに、溶鋼11の表面における取鍋10の中心位置(図2Bにおける点A)から0.1×Rまでの領域内に位置することが好ましく、通常は、この要件に基づいて電極と取鍋の位置関係が設定されている。電極外接円35の中心が上記の領域内に位置することで、取鍋10内に存在するスラグ層13を、伝熱の偏りが生じることを抑制しながら、より均等に加熱することが可能となる。 In the ladle refining method according to the present embodiment, the center of the electrode circumscribed circle 35 on the surface of the molten steel 11 is the ladle on the surface of the molten steel 11 when the radius of the ladle at the bottom of the ladle is R [m]. 10 (point A in FIG. 2B) to 0.1×R, and the positional relationship between the electrode and the ladle is usually set based on this requirement. By positioning the center of the electrode circumscribed circle 35 within the above region, the slag layer 13 present in the ladle 10 can be heated more evenly while suppressing uneven heat transfer. Become.

また、電極外接円35内における各電極30A,30B,30Cの位置については、特に限定されるものではないが、電極外接円35の中心に対して、なるべく均等に配置されていることが好ましい。 The positions of the electrodes 30A, 30B, and 30C within the electrode circumscribing circle 35 are not particularly limited, but they are preferably arranged as evenly as possible with respect to the center of the electrode circumscribing circle 35. FIG.

ここで、取鍋中のスラグは、取鍋の内壁面に近づくほど温度が低下して未溶融のスラグが残存しやすくなる。そのため、本発明者らは、先だって言及したような知見に基づき、効率良くスラグを加熱及び溶融させるためには、通電加熱によりスラグの溶融を促進させるとともに、電極からの輻射熱により取鍋壁面を加熱することで、溶鋼表面を全面にわたって加熱することが重要であるとの知見を得るに至った。電極によりスラグが加熱される領域である電極加熱領域にて効率良くスラグを加熱溶融させつつ、電極からの輻射熱を取鍋壁面に伝達させるためには、取鍋の内径と、電極の浸漬位置と、の関係を適切に設定することが重要である。そこで、本発明者らは、電極外接円35の最小直径Dと、溶鋼11の表面(z=Hの位置)における取鍋10の内径Dsと、が満たすべき関係について、通常用いられる取鍋の内径の範囲内の様々な内径Ds(Ds:2.5~4.7m)を有する取鍋10に着目した。その上で、溶鋼単位量あたりの電極30への投入電力及び通電時間を、一般的な取鍋精錬工程を考慮して、それぞれ、0.5~2.0kW/t、3~60分とした上で、鋭意検討を行った。その結果、取鍋内径Dsに対する電極外接円Dの直径の比(Ds/D)が、以下の式(101)を満足する場合に、電極によりスラグが加熱される領域である電極加熱領域にて効率良くスラグを加熱溶融させつつ、電極からの輻射熱を取鍋壁面に伝達させることが可能となるとの知見を得るに至った。 Here, the temperature of the slag in the ladle decreases as it approaches the inner wall surface of the ladle, and unmelted slag tends to remain. Therefore, based on the knowledge mentioned above, the present inventors have found that in order to efficiently heat and melt the slag, the melting of the slag is promoted by electric heating, and the ladle wall surface is heated by the radiant heat from the electrode. By doing so, it has been found that it is important to heat the entire surface of the molten steel. In order to efficiently heat and melt the slag in the electrode heating area, which is the area where the slag is heated by the electrode, and to transmit the radiant heat from the electrode to the ladle wall surface, the inner diameter of the ladle and the immersion position of the electrode , is important to set appropriately. Therefore, the present inventors have investigated the relationship between the minimum diameter D of the electrode circumscribing circle 35 and the inner diameter Ds of the ladle 10 on the surface of the molten steel 11 (at the position of z=H). We focused on ladles 10 having various inner diameters Ds (Ds: 2.5 to 4.7 m) within the inner diameter range. In addition, the input power and energization time to the electrode 30 per unit amount of molten steel were set to 0.5 to 2.0 kW / t and 3 to 60 minutes, respectively, considering a general ladle refining process. I have done a thorough review on the above. As a result, when the ratio (Ds/D) of the diameter of the electrode circumscribing circle D to the inner diameter Ds of the ladle satisfies the following formula (101), in the electrode heating region, which is the region where the slag is heated by the electrode It has been found that the slag can be efficiently heated and melted, and the radiant heat from the electrode can be transferred to the ladle wall surface.

1.8 ≦ Ds/D ≦3.5 ・・・式(101) 1.8 ≤ Ds/D ≤ 3.5 Expression (101)

スラグ層13に浸漬された電極30A,30B,30Cに電力が投入されると、図3Aに模式的に示したように、電極外接円35の内側の領域が電極加熱領域R1となる。比率(Ds/D)が、上記式(101)を満足することで、かかる電極加熱領域R1の大きさが、取鍋10の内径Dsに対して適切な大きさとなり、電極加熱領域R1の内側に存在するスラグが効率良く加熱溶融される。加えて、各電極30A,30B,30Cからの輻射熱が、取鍋10の内壁まで確実に伝播して、取鍋10の内壁近傍の領域(図3Aにおける領域R2)のスラグを加熱して、未溶融のスラグ(スラグ塊)の残存を抑制することが可能となる。その結果、溶鋼とスラグとの間で精錬反応がより一層生じやすくなり、各種精錬反応速度を向上させることが可能となる。 When the electrodes 30A, 30B, and 30C immersed in the slag layer 13 are powered, the area inside the electrode circumscribed circle 35 becomes the electrode heating area R1, as schematically shown in FIG. 3A. When the ratio (Ds/D) satisfies the above formula (101), the size of the electrode heating region R1 becomes an appropriate size with respect to the inner diameter Ds of the ladle 10, and the inside of the electrode heating region R1 The slag existing in is efficiently heated and melted. In addition, the radiant heat from the electrodes 30A, 30B, and 30C is reliably propagated to the inner wall of the ladle 10, and the slag in the region near the inner wall of the ladle 10 (region R2 in FIG. 3A) is heated. Remaining molten slag (slag lumps) can be suppressed. As a result, the refining reaction occurs more easily between the molten steel and the slag, and various refining reaction speeds can be improved.

また、ポーラスプラグ20からの不活性ガスの吐出により、例えば図3Aに模式的に示したように、溶鋼流FLが生じ、溶融したスラグが、かかる溶鋼流FLに乗って溶鋼11の表面を流動する。上記のような比率(Ds/D)の適正化に伴うスラグの溶融促進効果と、溶融スラグの流動と、が相乗的に機能し、例えば図3Bに模式的に示したように、溶鋼11の表面は、溶融スラグ15によって被覆されるようになる。 In addition, by discharging the inert gas from the porous plug 20, a molten steel flow FL is generated, for example, as schematically shown in FIG. do. The slag melting promotion effect and the molten slag flow associated with the optimization of the ratio (Ds/D) as described above function synergistically, and for example, as schematically shown in FIG. The surface becomes covered with molten slag 15 .

ここで、比率(Ds/D)が、3.5を超える場合には、図4に模式的に示したように、溶鋼表面(z=Hの位置)における取鍋10の内径Dsに対して、電極外接円35の直径Dが相対的に小さくなりすぎる。その結果、電極加熱領域R1の範囲が狭くなり、かかる電極加熱領域R1内に存在するスラグの割合が減少してしまう。その結果、通電加熱により加熱されるスラグの量が減少し、スラグ全体を適切に加熱することができない。また、電極30と取鍋の内壁面との間の距離が大きくなるため、電極からの輻射熱が取鍋の内壁面まで伝播しにくくなり、取鍋の内壁面近傍の領域R3のスラグの温度が低下して、未溶融のスラグ(スラグ塊)が発生してしまう。 Here, when the ratio (Ds/D) exceeds 3.5, as schematically shown in FIG. , the diameter D of the electrode circumscribed circle 35 becomes relatively too small. As a result, the range of the electrode heating region R1 is narrowed, and the proportion of slag existing within the electrode heating region R1 is reduced. As a result, the amount of slag heated by electrical heating is reduced, and the entire slag cannot be heated appropriately. In addition, since the distance between the electrode 30 and the inner wall surface of the ladle increases, the radiant heat from the electrode is less likely to propagate to the inner wall surface of the ladle, and the temperature of the slag in the region R3 near the inner wall surface of the ladle increases. As a result, unmelted slag (slag mass) is generated.

また、比率(Ds/D)が、1.8未満となる場合には、図5に模式的に示したように、溶鋼表面(z=Hの位置)における取鍋10の内径Dsに対して、電極外接円35の直径Dが相対的に大きくなりすぎる。その結果、電極加熱領域R1の範囲が広くなり、電極30間でのスラグの加熱に関して温度偏差が顕著となって、図5に模式的に示したように、電極と電極との間の領域(図5に模式的に示した領域R4)で、未溶融のスラグ(スラグ塊)が残存してしまう場合がある。 Also, when the ratio (Ds/D) is less than 1.8, as schematically shown in FIG. , the diameter D of the electrode circumscribed circle 35 becomes relatively too large. As a result, the range of the electrode heating region R1 is widened, and the temperature deviation in heating the slag between the electrodes 30 becomes conspicuous. Unmelted slag (slag lumps) may remain in the region R4 schematically shown in FIG.

なお、スラグが低温となった部分、及び、未溶融のスラグが残存した部分は、溶融状態のスラグと比較して黒色が強いため、目視により、かかる部分が存在しているか否かを、容易に判断することができる。 In addition, since the part where the slag has become low temperature and the part where unmelted slag remains are more black than the slag in the molten state, it is easy to visually check whether or not such a part exists. can be judged.

電極加熱領域における効率の良いスラグの加熱、及び、取鍋内壁面近傍の領域における未溶融スラグの発生の抑制を、より確実に実現するために、上記比率(Ds/D)は、2.0以上であることが好ましく、2.1以上であることがより好ましい。また、電極加熱領域における効率の良いスラグの加熱、及び、取鍋内壁面近傍の領域における未溶融スラグの発生の抑制を、より確実に実現するために、上記比率(Ds/D)は、3.2以下であることが好ましく、3.0以下であることがより好ましい。 In order to more reliably realize efficient slag heating in the electrode heating region and suppression of unmelted slag in the region near the inner wall surface of the ladle, the ratio (Ds / D) is 2.0. It is preferably 2.1 or more, more preferably 2.1 or more. In addition, in order to more reliably realize efficient slag heating in the electrode heating region and suppression of unmelted slag in the region near the inner wall surface of the ladle, the ratio (Ds / D) is 3 0.2 or less, and more preferably 3.0 or less.

ここで、溶鋼11の表面における取鍋内径は、溶鋼11及びスラグ層13を取鍋10の内部に出鋼して静置した後において、取鍋10の内径を実際に計測することで、特定することができる。また、電極外接円35の直径は、電極30の幾何学的な配置状態から特定することが可能である。 Here, the inner diameter of the ladle on the surface of the molten steel 11 is determined by actually measuring the inner diameter of the ladle 10 after the molten steel 11 and the slag layer 13 are tapped inside the ladle 10 and allowed to stand still. can do. Also, the diameter of the electrode circumscribed circle 35 can be determined from the geometric arrangement of the electrodes 30 .

[ポーラスプラグ20の中心軸の位置]
本実施形態に係る取鍋精錬方法において、溶鋼11の表面(z=Hの位置)におけるポーラスプラグ20の中心軸は、電極外接円35上、又は、電極外接円35の内側(換言すれば、電極加熱領域内)を通る必要がある。かかる条件が満たされることで、溶鋼11の表面におけるポーラスプラグ20の中心軸の位置と、電極外接円35の中心と、の間の距離は、電極外接円35の半径以下の値となる。
[Position of central axis of porous plug 20]
In the ladle refining method according to the present embodiment, the central axis of the porous plug 20 on the surface of the molten steel 11 (at z=H) is on the electrode circumscribing circle 35 or inside the electrode circumscribing circle 35 (in other words, within the electrode heating area). By satisfying these conditions, the distance between the position of the central axis of the porous plug 20 on the surface of the molten steel 11 and the center of the electrode circumscribing circle 35 becomes a value equal to or less than the radius of the electrode circumscribing circle 35 .

溶鋼11の表面において、ポーラスプラグ20の中心軸が電極外接円35の外側にのみ位置する場合、図6に模式的に示したように、溶融スラグ15の搬送される方向が特定の方向に限定されてしまい、溶融スラグ15が溶鋼11の表面を被覆しない領域が生じてしまう。その結果、図6に模式的に示したように、溶鋼11が露出した面が生じてしまい、溶鋼11と雰囲気中の窒素とが接触してしまう。 When the center axis of the porous plug 20 is positioned only outside the electrode circumscribed circle 35 on the surface of the molten steel 11, the direction in which the molten slag 15 is conveyed is limited to a specific direction, as schematically shown in FIG. As a result, a region where the molten slag 15 does not cover the surface of the molten steel 11 is generated. As a result, as schematically shown in FIG. 6, a surface where the molten steel 11 is exposed is generated, and the molten steel 11 comes into contact with nitrogen in the atmosphere.

なお、電極外接円35の内部におけるポーラスプラグ20の中心軸の位置は、特に限定されるものではなく、図2B~図3Bに模式的に示したように、電極外接円35の中心又はその近傍に位置していてもよいし、電極外接円35の周に近い側に位置していてもよい。ポーラスプラグ20の中心軸の位置が、電極外接円35の中心又はその近傍である場合、より効率良く吸窒反応を防止することが可能となる、一方、ポーラスプラグ20の中心軸の位置が、電極外接円35の周に近い側にある場合、溶鋼11をより効率良く攪拌することが可能となる。 The position of the central axis of the porous plug 20 inside the electrode circumscribing circle 35 is not particularly limited. , or may be positioned near the circumference of the electrode circumscribed circle 35 . When the position of the central axis of the porous plug 20 is at or near the center of the electrode circumscribed circle 35, it is possible to prevent the absorption of nitrogen more efficiently. If it is on the side closer to the circumference of the electrode circumscribing circle 35, it becomes possible to stir the molten steel 11 more efficiently.

ここで、溶鋼11の表面におけるポーラスプラグ20の中心軸の位置は、取鍋10の底面におけるポーラスプラグ20の設置位置及び設置角度と、溶鋼11の高さHと、から、幾何学的に特定することが可能である。 Here, the position of the central axis of the porous plug 20 on the surface of the molten steel 11 is geometrically specified from the installation position and installation angle of the porous plug 20 on the bottom surface of the ladle 10 and the height H of the molten steel 11. It is possible to

[攪拌用ガスの流量]
本実施形態に係る取鍋精錬方法において、ポーラスプラグ20から吐出される、攪拌用ガスの一例としての不活性ガスの流量Qを、溶鋼1トンあたりの毎分のノルマルリットル[NL/min/t]を単位として表記したときに、かかる流量Qは、0.3NL/min/t以上4.5NL/min/t以下である必要がある。不活性ガスの流量Qが上記の範囲内となることで、溶鋼11の表面(z=Hの位置)において、ガス気泡の破泡が生じさせずに、適切な溶鋼11の流れを取鍋10の全体にわたって生じさせることが可能となる。その結果、溶鋼11の表面の全体を、通電加熱により生じた溶融スラグで被覆することが可能となり、溶鋼11と雰囲気中の窒素ガスとの接触をより確実に抑制することが可能となる。これにより、溶鋼11における吸窒反応の発生を、より確実に抑制することができる。
[Flow rate of stirring gas]
In the ladle refining method according to the present embodiment, the flow rate Q of the inert gas as an example of the stirring gas discharged from the porous plug 20 is set to normal liters per minute per ton of molten steel [NL/min/t ], the flow rate Q needs to be 0.3 NL/min/t or more and 4.5 NL/min/t or less. By setting the flow rate Q of the inert gas within the above range, the molten steel 11 does not break on the surface of the molten steel 11 (at z = H), and the molten steel 11 flows properly into the ladle 10. can be generated throughout the As a result, the entire surface of the molten steel 11 can be covered with molten slag generated by electric heating, and contact between the molten steel 11 and nitrogen gas in the atmosphere can be more reliably suppressed. Thereby, the occurrence of nitrogen absorption reaction in the molten steel 11 can be suppressed more reliably.

不活性ガスの流量Qが0.3NL/min/t未満である場合には、図7に模式的に示したように、溶鋼11内へと吐出される不活性ガスの流量が少なすぎて、溶融スラグを搬送する流動を形成することができない。その結果、溶鋼11と雰囲気中の窒素ガスとが接触しうる部分が残存して、溶鋼11の吸窒反応が進行してしまう。不活性ガスの流量Qは、1.0NL/min/t以上であることが好ましく、1.4NL/min/t以上であることがより好ましい。 When the flow rate Q of the inert gas is less than 0.3 NL/min/t, the flow rate of the inert gas discharged into the molten steel 11 is too small, as schematically shown in FIG. It is not possible to create a flow that carries molten slag. As a result, a portion where the molten steel 11 and the nitrogen gas in the atmosphere can come into contact remains, and the absorption of nitrogen gas in the molten steel 11 progresses. The inert gas flow rate Q is preferably 1.0 NL/min/t or more, more preferably 1.4 NL/min/t or more.

一方、不活性ガスの流量Qが4.5NL/min/tを超える場合には、図8に模式的に示したように、不活性ガスの気泡が溶鋼11の表面で破泡して、溶鋼11が雰囲気に露出する結果、雰囲気中の窒素ガスが溶鋼11に巻き込まれてしまう。これにより、溶鋼11における吸窒反応の発生を抑制することができない。不活性ガスの流量Qは、3.0NL/min/t以下であることが好ましく、2.5NL/min/t以下であることがより好ましい。 On the other hand, when the flow rate Q of the inert gas exceeds 4.5 NL/min/t, as schematically shown in FIG. As a result of the exposure of 11 to the atmosphere, nitrogen gas in the atmosphere is involved in the molten steel 11 . As a result, the occurrence of nitrogen absorption reaction in the molten steel 11 cannot be suppressed. The inert gas flow rate Q is preferably 3.0 NL/min/t or less, more preferably 2.5 NL/min/t or less.

なお、溶鋼11の高さ(図1における高さH)と、溶鋼11の表面における不活性ガスの気泡の大きさ(面積)及び破泡時の衝撃力の大きさとの間には、所定の関係が成立する。すなわち、溶鋼11の高さHが高くなるほど、溶鋼11の表面における不活性ガスの気泡の大きさは大きくなるが、破泡時の衝撃力は相対的に小さくなり、溶鋼11の高さHが低くなるほど、溶鋼11の表面における不活性ガスの気泡の大きさは小さくなるが、破泡時の衝撃力は相対的に大きくなる。しかしながら、不活性ガスの流量Qを0.3NL/min/t以上4.5NL/min/t以下の範囲内とすることで、一般的な操業における溶鋼11の高さHにおいて、溶鋼11が雰囲気と接触するほどの破泡を生じさせることなく、適切な溶鋼11の流れを生じさせることができる。 It should be noted that the height of the molten steel 11 (height H in FIG. 1), the size (area) of the inert gas bubbles on the surface of the molten steel 11, and the magnitude of the impact force when the bubbles break, must be within a predetermined range. A relationship is established. That is, as the height H of the molten steel 11 increases, the size of the inert gas bubbles on the surface of the molten steel 11 increases, but the impact force when the bubbles break becomes relatively small, and the height H of the molten steel 11 increases. The lower the temperature, the smaller the size of the inert gas bubbles on the surface of the molten steel 11, but the greater the impact force when the bubbles break. However, by setting the flow rate Q of the inert gas within the range of 0.3 NL/min/t or more and 4.5 NL/min/t or less, the molten steel 11 at the height H of the molten steel 11 in general operation An appropriate flow of the molten steel 11 can be generated without causing bubble breakage to the extent that it comes into contact with.

ここで、不活性ガスの流量Qは、ポーラスプラグ20に対して不活性ガスを供給する配管に設置されたバルブ等といった各種の弁体の開閉等を制御することで、所望の値に制御することが可能である。 Here, the flow rate Q of the inert gas is controlled to a desired value by controlling the opening and closing of various valve elements such as valves installed in the piping that supplies the inert gas to the porous plug 20. It is possible.

また、不活性ガスの吹き込み時間(溶鋼11の攪拌時間と捉えることもできる。)は、特に限定するものではないが、例えば、2分以上60分以下とすることが好ましい。不活性ガスの吹き込み時間を上記の範囲内とすることで、溶鋼11の表面全体を、溶融スラグによってより確実に被覆することが可能となる。 In addition, the inert gas blowing time (which can also be regarded as the stirring time of the molten steel 11) is not particularly limited, but is preferably 2 minutes or more and 60 minutes or less, for example. By setting the blowing time of the inert gas within the above range, the entire surface of the molten steel 11 can be more reliably covered with the molten slag.

[スラグ層13の厚み]
本実施形態に係る取鍋精錬方法において、図1に模式的に示したスラグ層13の厚みdは、100mm以上であることが好ましい。ここで、スラグ層13の厚みdは、溶鋼11及びスラグ層13を取鍋10の内部に出鋼して静置し、必要に応じてフラックスを添加した後、通電及び不活性ガスの吹き込み前におけるスラグ層13の厚みとする。
[Thickness of slag layer 13]
In the ladle refining method according to the present embodiment, the thickness d of the slag layer 13 schematically shown in FIG. 1 is preferably 100 mm or more. Here, the thickness d of the slag layer 13 is measured after the molten steel 11 and the slag layer 13 are tapped inside the ladle 10 and allowed to stand still, and flux is added as necessary, before energization and inert gas blowing. is the thickness of the slag layer 13 in

スラグ層13の厚みdを100mm以上とすることで、溶鋼11の雰囲気への露出をより確実に抑制することができ、溶鋼11における吸窒反応の発生をより確実に防止することができる。スラグ層13の厚みdの上限値については、特に規定するものではない。ただし、スラグフォーミングの抑制等といった操業の容易さの確保という観点から、スラグ層13の厚みdは、250mm以下とすることが好ましい。 By setting the thickness d of the slag layer 13 to 100 mm or more, the exposure of the molten steel 11 to the atmosphere can be more reliably suppressed, and the occurrence of nitrogen absorption reaction in the molten steel 11 can be more reliably prevented. The upper limit of the thickness d of the slag layer 13 is not particularly specified. However, the thickness d of the slag layer 13 is preferably 250 mm or less from the viewpoint of ensuring ease of operation such as suppression of slag foaming.

以上説明したように、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法によれば、電極の直下で加熱されて溶融したスラグは、再凝固が抑制されるとともに、底吹き攪拌による溶鋼表面流動によって、溶鋼表面の全面を被覆し、溶鋼と蓋内に混入した大気中の窒素ガスとの反応を遮断する。これにより、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法では、吸窒反応の速度を低減することができ、通電加熱を伴う取鍋精錬において、吸窒反応の発生をより確実に抑制することが可能となる。 As described above, according to the ladle refining method for molten steel according to the present embodiment, the slag that is heated and melted directly under the electrode is suppressed from resolidifying, and the surface flow of the molten steel due to bottom-blown stirring causes It covers the entire surface of the molten steel and blocks the reaction between the molten steel and nitrogen gas in the atmosphere mixed in the lid. As a result, in the ladle refining method for molten steel according to the present embodiment, the speed of the nitrogen absorption reaction can be reduced, and in the ladle refining involving electric heating, the occurrence of the absorption nitrogen reaction can be more reliably suppressed. It becomes possible.

以上、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法について、詳細に説明した。 The ladle refining method for molten steel according to the present embodiment has been described above in detail.

以下では、本発明例及び比較例を示しながら、本発明に係る溶鋼の取鍋精錬方法について、具体的に説明する。なお、以下に示す本発明例は、本発明に係る溶鋼の取鍋精錬方法のあくまでも一例にすぎず、本発明に係る溶鋼の取鍋精錬方法が下記に示す例に限定されるものではない。 Hereinafter, the method for ladle refining of molten steel according to the present invention will be specifically described while showing examples of the present invention and comparative examples. The examples of the present invention shown below are merely examples of the ladle refining method for molten steel according to the present invention, and the ladle refining method for molten steel according to the present invention is not limited to the examples shown below.

まず、転炉で脱炭処理を行った80~90tの溶鋼を、取鍋内に出鋼した。このとき、CaO、SiO、Al、FeOなどからなる転炉スラグが、約500kg流出した。出鋼中に、脱酸元素であるAl等の合金と、CaOを主体とする造滓剤(フラックス)とを、スラグ厚みdが50~250mmになるように添加した。なお、溶鋼表面の位置における取鍋内径(D)は、2.8mであった。 First, 80 to 90 tons of molten steel decarburized in a converter was tapped into a ladle. At this time, about 500 kg of converter slag composed of CaO, SiO 2 , Al 2 O 3 , FeO, etc. flowed out. During tapping, an alloy such as Al as a deoxidizing element and a slag forming agent (flux) mainly composed of CaO were added so that the slag thickness d would be 50 to 250 mm. The inner diameter (D S ) of the ladle at the surface of the molten steel was 2.8 m.

取鍋を、通電加熱処理を行う処理位置に移送した。通電加熱開始時における溶鋼中のAl濃度は、0.03~0.10質量%であり、S濃度は、0.0020~0.0050質量%であり、N濃度は、0.0020~0.0024質量%であった。 The ladle was transferred to the treatment position where the electric heat treatment was performed. The Al concentration in molten steel at the start of electric heating is 0.03 to 0.10% by mass, the S concentration is 0.0020 to 0.0050% by mass, and the N concentration is 0.0020 to 0.005%. 0024% by mass.

取鍋を通電加熱処理を行う処理位置へと移送した後、取鍋に容器蓋を取り付け、直径が320mmである通電用の電極3本を、図2Bに模式的に示したような位置関係となるように、溶鋼表面上のスラグ層中に下降した。取鍋底部のポーラスプラグから不活性ガス(Ar)を導入して攪拌しながら、通電による加熱処理を開始した。ここで、溶鋼の高さ(浴深)Hは、約2.0mであった。ここで、かかる加熱処理に際して、溶鋼単位量あたりの投入電力は、1.0~1.1kW/tとし、通電時間及びガス攪拌時間は、20分間とした。また、比較として、別途、通電を行わなかった場合についても実施した。 After transferring the ladle to the treatment position where the energization heat treatment is performed, the container lid is attached to the ladle, and the three electrodes for energization with a diameter of 320 mm are placed in a positional relationship as schematically shown in FIG. 2B. It descended into the slag layer on the molten steel surface so as to become. An inert gas (Ar) was introduced from the porous plug at the bottom of the ladle, and heat treatment by energization was started while stirring. Here, the molten steel height (bath depth) H was about 2.0 m. Here, in this heat treatment, the input electric power per unit amount of molten steel was set to 1.0 to 1.1 kW/t, and the energization time and gas stirring time were set to 20 minutes. In addition, for comparison, a case where no energization was performed was also conducted.

なお、本実施例において、取鍋底部での取鍋の半径R[m]は、1.2であり、溶鋼11の表面における電極外接円25の中心は、溶鋼11の表面における取鍋10の中心位置(図2Bにおける点A)から0~0.1×R[m]の領域内に位置している。 In this embodiment, the radius R [m] of the ladle at the bottom of the ladle is 1.2, and the center of the electrode circumscribed circle 25 on the surface of the molten steel 11 is the radius of the ladle 10 on the surface of the molten steel 11. It is located within a region of 0 to 0.1×R [m] from the center position (point A in FIG. 2B).

通電前後でサンプル採取を行い、通電攪拌後のN濃度を評価した。かかる評価では、以下に示すNo.11の比較例における通電前後での窒素濃度(質量%)の増分(吸窒量)を1.0として、その他の条件を指数化した。指数の評価基準は、以下の通りである。
A:指数0.72未満
B:指数0.72以上0.94未満(A評価よりN濃度は高いが実用可能な範囲)
C:指数0.94以上
Samples were collected before and after energization, and the N concentration after energization and stirring was evaluated. In this evaluation, No. shown below. Other conditions were indexed with the increment (nitrogen absorption amount) of nitrogen concentration (% by mass) before and after energization in the 11 comparative examples being 1.0. The index evaluation criteria are as follows.
A: Index less than 0.72 B: Index 0.72 or more and less than 0.94 (N concentration is higher than A evaluation but practical range)
C: index of 0.94 or more

得られた結果を、以下の表1に示した。なお、表中の下線を引いたパラメータは、本発明の範囲から外れていることを示している。 The results obtained are shown in Table 1 below. Note that the underlined parameters in the table are out of the scope of the present invention.

Figure 0007139877000001
Figure 0007139877000001

表1に示したように、試験条件が本発明の範囲内であるNo.1~No.4の吸窒量評価は、「B」であった。特に、スラグ層の厚みdが100mm以上である試験No.5、No.6、D/Dが2.0~3.2の範囲内であるNo.7、No.8、及び、攪拌用ガス流量が1.0~3.0NL/min/tの範囲内であるNo.9、No.10の吸窒量評価は、「A」となり、No.1~No.4の場合よりも吸窒量は低くなった。 As shown in Table 1, no. 1 to No. 4 was rated as "B". In particular, Test No. in which the thickness d of the slag layer is 100 mm or more. 5, No. No. 6, D S /D is within the range of 2.0 to 3.2. 7, No. No. 8, and No. 8 with a stirring gas flow rate in the range of 1.0 to 3.0 NL/min/t. 9, No. No. 10 has an evaluation of the amount of nitrogen absorption of "A". 1 to No. The amount of nitrogen absorption was lower than in the case of 4.

一方、試験条件が本発明の範囲から外れたNo.11~No.16の吸窒量評価は、「C」であった。以下は、No.11~No.16のそれぞれの条件において、吸窒量が高かった理由である。 On the other hand, No. 1, whose test conditions were outside the scope of the present invention. 11 to No. No. 16 had a nitrogen absorption rating of "C". The following are No. 11 to No. This is the reason why the amount of nitrogen absorption was high under each of the 16 conditions.

No.11の比較例は、D/Dが小さく、通電加熱される領域(電極加熱領域R1)が大きいため、図5に模式的に示したように、電極間でのスラグ加熱に温度偏差が顕著となり、スラグに未溶融部が発生して、スラグ塊が残存した。 No. Comparative Example No. 11 has a small D S /D and a large area to be electrically heated (electrode heating area R1). Therefore, as schematically shown in FIG. As a result, an unmelted portion was generated in the slag, and slag lumps remained.

No.12の比較例は、D/Dが大きく、通電加熱される領域(電極加熱領域R1)が小さいため、図4に模式的に示したように、かかる電極加熱領域R1に存在するスラグの割合が減少し、加熱されるスラグ量が減少してしまい、取鍋壁面近傍まで溶融スラグが行き渡らなかった。 No. Comparative Example No. 12 has a large D S /D and a small area (electrode heating area R1) to be electrically heated. Therefore, as schematically shown in FIG. decreased, the amount of slag heated decreased, and the molten slag did not reach the vicinity of the ladle wall surface.

No.13の比較例は、図6に模式的に示したように、ポーラスプラグが電極外接円の外に配置されたために、溶融スラグの搬送される方向が一方向に限定されてしまい、溶融スラグに被覆されない領域が生じてしまった。 No. In Comparative Example 13, as schematically shown in FIG. 6, since the porous plug was arranged outside the circumscribed circle of the electrode, the direction in which the molten slag was conveyed was limited to one direction. An uncovered area was created.

No.14の比較例は、攪拌ガス流量が低いために、図7に模式的に示したように、溶融スラグを搬送する流動を形成できず、溶鋼面上に存在するスラグ全体を溶融できなかった。 No. In Comparative Example No. 14, since the stirring gas flow rate was low, as schematically shown in FIG. 7, it was not possible to form a flow that conveys the molten slag, and the entire slag existing on the surface of the molten steel could not be melted.

No.15の比較例は、攪拌ガス流量が大きいために、図8に模式的に示したように、攪拌ガス気泡が溶鋼表面で破泡して窒素が溶鋼に巻き込まれ、吸窒反応が抑制できなかった。 No. In Comparative Example No. 15, since the flow rate of the stirring gas was large, as schematically shown in FIG. 8, the stirring gas bubbles burst on the surface of the molten steel, nitrogen was caught in the molten steel, and the absorption of nitrogen could not be suppressed. rice field.

No.16の比較例は、通電加熱しなかったことで、スラグの溶融が進まず、スラグ塊が残存した。 No. In Comparative Example No. 16, slag melting did not progress and slag lumps remained because no electrical heating was performed.

なお、上記実施例は、取鍋内径Dsが2.8mとなる取鍋を用いて検討した結果である。この知見に基づけば、取鍋内径Dsが2.5~3.0mとなる取鍋を用いる場合であっても、本実施例と同様の傾向が得られるものと考えられる。 The above examples are the results of examination using a ladle with a ladle inner diameter Ds of 2.8 m. Based on this knowledge, even when using a ladle with an inner diameter Ds of 2.5 to 3.0 m, it is considered that the same tendency as in this example can be obtained.

また、取鍋内径Dsが4.7m(取鍋内径の拡大に伴い、溶鋼量は350トンに増加させて検討した。)においても、本実施例と同様の傾向が得られた。そのため、本発明は、少なくとも、取鍋内径Dsが2.5~4.7mの範囲では効果が得られるものと考えられる。 Also, when the inner diameter Ds of the ladle was 4.7 m (the amount of molten steel was increased to 350 tons as the inner diameter of the ladle was increased), the same tendency as in this example was obtained. Therefore, the present invention is considered to be effective at least when the inner diameter Ds of the ladle is in the range of 2.5 to 4.7 m.

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。 Although the preferred embodiments of the present invention have been described in detail above with reference to the accompanying drawings, the present invention is not limited to such examples. It is obvious that a person having ordinary knowledge in the technical field to which the present invention belongs can conceive of various modifications or modifications within the scope of the technical idea described in the claims. It is understood that these also naturally belong to the technical scope of the present invention.

10 取鍋
11 溶鋼
13 スラグ層
15 溶融スラグ
20 ポーラスプラグ
30 電極
35 電極外接円
10 ladle
REFERENCE SIGNS LIST 11 molten steel 13 slag layer 15 molten slag 20 porous plug 30 electrode 35 electrode circumscribed circle

Claims (2)

取鍋内の溶鋼表面にスラグ層を形成し、電極を前記スラグ層に浸漬させて通電する溶鋼の取鍋精錬方法において、
前記スラグ層に浸漬される前記電極は、3本であり、
前記取鍋の底面には、前記取鍋内に保持された前記溶鋼を攪拌する攪拌用ガスを吹き込むガス吹き込み用プラグが1本設けられており、
溶鋼表面における取鍋内径をDs[m]としたときに、前記取鍋内径Dsは、2.5~4.7mであり、
記溶鋼表面を前記取鍋の上方から見たときに、前記溶鋼表面での前記3本の電極の位置、又は、前記3本の電極の前記溶鋼表面への投影位置に外接し、かつ、直径が最小となる円である電極外接円について、前記溶鋼表面における前記電極外接円の中心は、前記取鍋底部での前記取鍋の半径をR[m]としたときに、前記溶鋼表面における前記取鍋の中心位置から0.1×Rまでの領域内に位置しており、
前記電極外接円の直径をD[m]としたときに、前記取鍋内径に対する前記電極外接円の直径の比(Ds/D)が、以下の式(1)を満足し、
前記溶鋼表面において、前記ガス吹き込み用プラグの中心軸が、前記電極外接円上、又は、前記電極外接円の内側を通り、
前記攪拌用ガスの流量をQ[NL/min/t]としたときに、当該攪拌用ガスの流量が、以下の式(2)を満足する、溶鋼の取鍋精錬方法。

1.8 ≦ Ds/D ≦3.5 ・・・式(1)
0.3 ≦ Q ≦4.5 ・・・式(2)
In a ladle refining method for molten steel in which a slag layer is formed on the surface of the molten steel in the ladle, and an electrode is immersed in the slag layer and energized,
The electrodes immersed in the slag layer are three ,
A gas blowing plug for blowing a stirring gas for stirring the molten steel held in the ladle is provided on the bottom surface of the ladle,
When the ladle inner diameter on the molten steel surface is Ds [m], the ladle inner diameter Ds is 2.5 to 4.7 m,
When the molten steel surface is viewed from above the ladle, circumscribe the positions of the three electrodes on the surface of the molten steel or the projected positions of the three electrodes on the surface of the molten steel, In addition, regarding the electrode circumscribing circle, which is the circle with the smallest diameter , the center of the electrode circumscribing circle on the surface of the molten steel is the radius of the ladle at the bottom of the ladle R [m], the molten steel Located within a region from the center position of the ladle on the surface to 0.1 × R,
When the diameter of the electrode circumscribed circle is D [m], the ratio of the diameter of the electrode circumscribed circle to the inner diameter of the ladle (Ds / D) satisfies the following formula (1),
on the surface of the molten steel, the central axis of the gas injection plug passes on the electrode circumscribed circle or inside the electrode circumscribed circle,
A ladle refining method for molten steel, wherein the flow rate of the stirring gas satisfies the following formula (2), where Q [NL/min/t] is the flow rate of the stirring gas.

1.8 ≤ Ds/D ≤ 3.5 Expression (1)
0.3 ≤ Q ≤ 4.5 Expression (2)
前記スラグ層の厚みは、100mm以上である、請求項1に記載の溶鋼の取鍋精錬方法。
The ladle refining method of molten steel according to claim 1, wherein the thickness of the slag layer is 100 mm or more.
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