JPH06116624A - Method for vacuum-refining molten steel - Google Patents
Method for vacuum-refining molten steelInfo
- Publication number
- JPH06116624A JPH06116624A JP3146540A JP14654091A JPH06116624A JP H06116624 A JPH06116624 A JP H06116624A JP 3146540 A JP3146540 A JP 3146540A JP 14654091 A JP14654091 A JP 14654091A JP H06116624 A JPH06116624 A JP H06116624A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- molten steel
- vacuum
- gas
- ladle
- bubble
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Landscapes
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Abstract
Description
【０００１】[0001]
【産業上の利用分野】本発明は、極低炭素領域まで脱炭
速度を低下させることなく効率的な精錬が可能となる極
低炭素鋼の精錬方法に関する。BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to a refining method for ultra low carbon steel which enables efficient refining without lowering the decarburization rate to the ultra low carbon range.
【０００２】[0002]
【従来の技術】極低炭素溶鋼の減圧脱炭方法としては、
ＲＨ、ＤＨが広く用いられている。しかし、炭素濃度を
２０ｐｐｍ以下に低下させる場合には脱炭速度が停滞
し、長時間を要するという問題があった。これを解決す
るためには、通常、ＲＨにおける環流用Ａｒガス流量の
増加や、浸漬管径の増大、あるいはＤＨにおける槽昇降
速度の増加等による溶鋼環流速度の増大といった方法が
取られている。しかし、これらの方法のうち、環流用Ａ
ｒガス流量の増加は耐火物の寿命の低下を招くため限界
があり、浸漬管径の増大は寸法制約上の限界があり、槽
昇降速度の増加も溶鋼の追従性からの限界がある。ま
た、材料とプロセス、第３巻（１９９０）、１６８にお
いてはＲＨにおける槽内へのＡｒガス吹き込みによる反
応界面積の増大方法が提示されているが、極低炭素濃度
域において効果を得るためには５０Ｎｌ／（ｔｏｎ・ｍ
ｉｎ）以上という大量のガス吹き込みが必要であり、槽
内で激しいスプラッシュを発生させるため、操業性を著
しく損ねるという問題がある。さらに、特開昭５７−２
００５１４号公報によれば、ＲＨにおいて環流用のガス
を取鍋の底部より吹き込む方法が示されているが、極低
炭素濃度領域で効果を出すために多量のガスを導入した
場合には浸漬管耐火物下端部に気泡が衝突するため耐火
物損耗が激しいという問題点を有している。これに対し
て、特開昭５３−６７６０５号公報には、円筒形の管を
浸漬し管内を減圧する減圧精錬炉が提示されているが、
この方法では処理中に管内溶鋼と管外溶鋼とを混合させ
ることを目的として、複数回、減圧／復圧を繰り返すた
め、溶鋼反応表面が真空下にさらされる時間が短く、極
低炭素鋼の溶製の場合には長時間を要するという問題が
ある。一方、特開昭５１−５５７１７号公報において
は、円筒形の管を浸漬し管内を減圧した上で取鍋底部よ
りポーラスレンガよりＡｒガスを吹き込む減圧精錬炉が
提示されている。しかし、これらで示されているよう
な、円筒形の浸漬管に溶鋼を吸い上げ、取鍋底部に設け
たガス吹き込み孔から不活性ガスを導入する方式のみで
は、安定して極低炭領領域まで脱炭することができない
ため実用化には至っていなく、また、この方法を極低炭
素鋼の精錬に適用した例は示されていない。さらに、こ
の方法のみでは、処理中のスプラッシュの発生も安定し
て抑制できず、また、転炉スラグを巻き込むため高清浄
度鋼の安定した溶製も難しいという問題がある。2. Description of the Related Art As a vacuum decarburization method for ultra low carbon molten steel,
RH and DH are widely used. However, when the carbon concentration is reduced to 20 ppm or less, there is a problem that the decarburization rate is stagnant and it takes a long time. In order to solve this, usually, a method of increasing the flow rate of the Ar gas for recirculation in RH, increasing the diameter of the immersion pipe, or increasing the molten steel recirculation speed by increasing the tank ascending / descending speed in DH is taken. However, among these methods, A
The increase of the r gas flow rate has a limit because it shortens the life of the refractory material, the increase of the dip pipe diameter has a limit due to dimensional constraints, and the increase of the vessel ascending / descending speed also has a limit from the followability of the molten steel. Also, in Materials and Processes, Volume 3 (1990), 168, a method of increasing the reaction interface area by blowing Ar gas into the tank in RH is presented, but in order to obtain an effect in an extremely low carbon concentration range. Is 50 Nl / (ton · m
(in) or more, a large amount of gas needs to be blown in, and a violent splash is generated in the tank, so that there is a problem that operability is significantly impaired. Furthermore, JP-A-57-2
According to Japanese Patent Laid-Open No. 00514, a method of blowing a gas for reflux in the RH from the bottom of a ladle is shown, but when a large amount of gas is introduced in order to exert an effect in an extremely low carbon concentration region, a dip tube is used. Since bubbles collide with the lower end of the refractory, there is a problem that the refractory is heavily worn. On the other hand, Japanese Patent Application Laid-Open No. 53-67605 discloses a reduced pressure refining furnace in which a cylindrical tube is immersed to reduce the pressure inside the tube.
In this method, depressurization / re-pressurization is repeated multiple times for the purpose of mixing molten steel in the pipe and molten steel outside the pipe during the treatment, so that the reaction time of the molten steel reaction surface under vacuum is short and the ultra low carbon steel In the case of melting, there is a problem that it takes a long time. On the other hand, Japanese Unexamined Patent Publication No. 51-55717 discloses a decompression refining furnace in which a cylindrical tube is immersed to decompress the inside of the tube and then Ar gas is blown from the porous brick from the bottom of the ladle. However, as shown in these, only the method of sucking molten steel into a cylindrical dip tube and introducing an inert gas from the gas injection hole provided at the bottom of the ladle is stable to the extremely low coal area. Since it cannot be decarburized, it has not been put to practical use, and no example of applying this method to refining of ultra-low carbon steel is shown. Further, there is a problem that the generation of splash during processing cannot be stably suppressed only by this method, and stable melting of high cleanliness steel is difficult because the converter slag is involved.
【０００３】[0003]
【発明が解決しようとする課題】以上で示したように、
材料とプロセス、第３巻（１９９０）１６８に示された
方法の場合には、激しいスプラッシュを生じるという問
題点があり、また、特開昭５７−２００５１４号公報に
示された方法には耐火物損耗が激しいという問題点を有
していた。さらに、特開昭５３−６７６０５号公報に示
された方法では、処理中に減圧／復圧を繰り返すため
に、溶鋼反応表面が高真空下にさらされる時間が短く、
極低炭素鋼の溶製の場合には長時間を要するという問題
があった。さらに、特開昭５３−６７６０５号公報や特
開昭５１−５５７１７号公報に示された方法で、溶鋼の
環流改善を積極的に図っても、安定して極低炭領域まで
脱炭することができない上に、処理中のスプラッシュの
発生も安定して抑制できず、また、高清浄度鋼の安定し
た溶製も難しいという問題があった。従って、本発明の
目的とするところは、激しいスプラッシュの発生、耐火
物損耗、清浄度の低下という問題を起こすことなく、し
かも、短時間処理で極低炭素領域まで脱炭速度を低下さ
せずに効率的な精錬を可能とすることにある。[Problems to be Solved by the Invention] As shown above,
In the case of the material and process, the method shown in Volume 3 (1990) 168, there is a problem that a violent splash is generated, and the method shown in JP-A-57-200514 is a refractory material. There was a problem that the wear was severe. Further, in the method disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 53-67605, the depressurization / re-pressurization is repeated during the treatment, so that the molten steel reaction surface is exposed to high vacuum for a short time,
There has been a problem that it takes a long time in the case of melting ultra low carbon steel. Further, by the methods disclosed in JP-A-53-67605 and JP-A-51-55717, stable decarburization to the extremely low-carbon area can be achieved even if the reflux of molten steel is positively improved. In addition, there is a problem in that the generation of splash during processing cannot be stably suppressed, and stable melting of high-cleanliness steel is difficult. Therefore, the object of the present invention is to prevent the occurrence of severe splash, wear of refractory, the problem of deterioration of cleanliness, and further, without deteriorating the decarburization rate to an extremely low carbon region in a short time treatment. It is to enable efficient refining.
【０００４】[0004]
【課題を解決するための手段】本発明者らは、先に述べ
た従来技術である、円筒形の浸漬槽に溶鋼を吸い上げ、
取鍋底部に設けたガス吹き込み孔から不活性ガスを導入
する方式に基づいて、種々の条件を変化させた試験を実
施したが、安定した極低炭素領域までの脱炭を行うこと
ができなかった。そこで、さらに研究を続行したとこ
ろ、減圧下での脱炭を促進するための基本的な要因は、
従来提唱されていた、溶鋼の環流速度や、吹き込まれた
不活性ガスの滞留時間ではなく、気泡活性面積であると
いう新しい知見を得た。本発明はこの知見に基づきなさ
れたものである。その要旨とするところは、転炉、電気
炉などの精錬炉より出鋼された取鍋内溶鋼に対して、取
鍋内径の３０〜８０％の大径の直胴形状の容器を、溶鋼
に浸漬するとともに、該直胴浸漬槽内を減圧し、浸漬槽
内真空面の浴深（Ｈ）の０．５Ｈよりも深い位置からガ
ス体を供給し、ガス体による気泡脱ガスとガスリフトに
よる溶鋼循環機能を作用することにより、溶鋼中炭素濃
度を１０ｐｐｍ以下、このましくは６ｐｐｍ以下とする
ことにある。また、気泡活性面が全溶鋼表面積の１０％
以上で、かつ、浸漬槽内に形成される真空表面積の１５
〜９５％とすることにより、脱ガス、脱炭、脱窒素など
を図り、さらに、気泡分散領域の体積が、全溶鋼体積の
４％以上の条件にすると、上記の各反応が促進されるこ
とにある。これに加えて、ガスの供給方法として、撹拌
用ガス流量を０．６Ｎｌ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ）〜１５Ｎ
ｌ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ）とすること、あるいは、取鍋底
部と浸漬管からガスを吹き込み、真空面の浴深（Ｈ）、
浸漬管内面とガス吹き込み位置の鉛直投影線との間隔
（Ｙ）との関係で、Ｙを０．０８Ｈ〜０．２Ｈとし、取
鍋底部から供給されるガス流量（Ｑ1；Ｎｌ／（ｍｉｎ
・ｔｏｎ））、及び、浸漬管から供給されるガス流量
(Ｑ2；Ｎｌ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ））を（Ｑ1×Ｑ2*1)の
関係で０．５〜６．０（たゞし*1は1/3乗）とすること
により、さらに効果的に上記の各反応が進行することに
ある。ここで取鍋底部とは取鍋底部および０．５Ｈより
も深い位置を示す。一方、処理開始後、真空度が３００
Ｔｏｒｒ以上の範囲で、炭素濃度（Ｃ；ｐｐｍ）に応じ
て、真空度（Ｐ；Ｔｏｒｒ）を、ｌｏｇ（Ｃ／Ｐ＊2）
が０．７〜１．１（たゞし＊2は1/2乗）の範囲で調節す
ることにより、スプラッシュの発生をより低減させるこ
とにある。また、脱炭処理終了後、真空度を低下させ、
浸漬管内溶鋼面と浸漬管下端との距離を１０００ｍｍ〜
２００ｍｍとする条件で適宜時間保持することにより、
高清浄度鋼の溶製が可能となることにある。DISCLOSURE OF THE INVENTION The present inventors sucked molten steel into a cylindrical dipping tank, which is the prior art described above,
We carried out tests with various conditions changed based on the method of introducing an inert gas from the gas injection hole provided at the bottom of the ladle, but it was not possible to perform stable decarburization to the extremely low carbon region. It was Therefore, when further research was conducted, the basic factors for promoting decarburization under reduced pressure were:
We have obtained a new finding that it is the bubble active area, rather than the conventionally proposed reflux velocity of molten steel and the residence time of injected inert gas. The present invention is based on this finding. The main point is that for molten steel in a ladle that has been tapped from a refining furnace such as a converter or electric furnace, a large-diameter straight-body container with a diameter of 30 to 80% of the ladle inner diameter is used as molten steel. While immersing, depressurize the inside of the straight barrel dipping tank, supply gas from a position deeper than 0.5H of the bath depth (H) of the vacuum surface in the dipping tank, and degas bubbles by the gas and molten steel by gas lift By operating the circulation function, the carbon concentration in the molten steel is set to 10 ppm or less, preferably 6 ppm or less. In addition, the bubble activated surface is 10% of the total molten steel surface area.
Above, and 15 of the vacuum surface area formed in the immersion tank
By setting the content to ˜95%, degassing, decarburization, denitrification, etc. are achieved, and when the volume of the bubble dispersion region is set to 4% or more of the total molten steel volume, the above reactions are promoted. It is in. In addition to this, as a gas supply method, a stirring gas flow rate of 0.6 Nl / (min · ton) to 15 N
1 / (min · ton), or by injecting gas from the bottom of the ladle and the dip tube, the bath depth (H) on the vacuum surface,
In relation to the distance (Y) between the inner surface of the immersion pipe and the vertical projection line of the gas injection position, Y was set to 0.08H to 0.2H, and the gas flow rate (Q 1 ; Nl / (min
・ Ton)) and the flow rate of gas supplied from the dip tube
With 0.5 to 6.0 (for Isuzu teeth * 1 1/3 power) in relation; (Q 2 Nl / (min · ton)) of the (Q 1 × Q 2 * 1), further Each of the above reactions effectively proceeds. Here, the bottom of the ladle indicates the bottom of the ladle and a position deeper than 0.5H. On the other hand, the vacuum degree is 300
In the range of Torr or higher, the degree of vacuum (P; Torr) is log (C / P * 2 ) according to the carbon concentration (C; ppm).
Is to be adjusted in the range of 0.7 to 1.1 (the weight of * 2 is 1/2 power) to further reduce the occurrence of splash. Also, after the decarburization treatment is completed, the degree of vacuum is reduced,
The distance between the molten steel surface in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe is 1000 mm ~
By holding the condition of 200 mm for an appropriate time,
This is to enable the melting of high cleanliness steel.
【０００５】さらに、本発明について詳述する。 本発明は、取鍋内径と浸漬槽内径の比を適正とし、
かつ、撹拌用のガスの吹き込み位置を適正にすることに
より、溶鋼中の炭素濃度は短時間で、極低炭領域まで低
下することを示している。このうち、取鍋内径と浸漬槽
内径の比が、０．３（３０％）以下の場合には、真空下
に暴露される溶鋼表面積が小さくなるため脱炭が進行し
にくくなる。逆に、浸漬槽を大きくし過ぎると、浸漬槽
と取鍋の間隙が狭くなり、その部分の溶鋼の撹拌がほと
んど起こらなくなり、この部分の溶鋼と他の部分の溶鋼
との間の入れ替えが極めて遅くなる。この影響は極低炭
素濃度領域においては無視できず、種々の実験により、
溶鋼の入れ替えが問題とならない速度にするためには、
取鍋内径と浸漬槽内径の比として０．８（８０％）以下
が必要なことが明らかになった。一方、各種の試験結果
によれば、スプラッシュの発生を抑制して脱炭速度を高
めるためには、真空面の浴深（Ｈ）の０．５Ｈよりも深
い位置から撹拌用ガスを吹き込み必要があることが明ら
かになった。この理由は以下のようなものである。 １）浅い位置からの吹き込みで脱炭を促進するために
は、浴の浅い部分に多数の垂直方向に吹き込むノズルを
配置するか、多数ノズルから水平方向に吹き込み、気泡
到達距離を大きくする必要がある。この内、垂直方向に
吹き込むノズルを配置した場合には、ノズルから出たガ
スは、運動エネルギーを保有していること、及び、ノズ
ル内と溶鋼内では大きな温度、圧力差があることによる
ガスの急激な膨張があることにより、ノズル出口近傍で
激しいエネルギーの発散があるため、その影響が浴表面
にまで影響を与え、激しいスプラッシュの発生を引き起
こす。また、水平方向に吹き込む場合には、最大の気泡
到達距離を大きくしても、気泡分布は、壁面近傍が最も
多くなるため、この部分で無駄なエネルギーが大量に供
給され、スプラッシユを多量に発生する。 ２）これに対して、深い位置から吹き込んだ場合には、
ノズル出口近傍での激しく放出されたエネルギーは、鋼
浴を循環流動させるためのエネルギーに転ずることがで
きるため、撹拌、混合が促進されるのみで、浴表面への
影響は極めて少ない。したがって、スプラッシュの発生
を伴うことなく、少ないガス量で効率的な脱炭がおこな
いうる。Further, the present invention will be described in detail. The present invention makes the ratio of the inner diameter of the ladle and the inner diameter of the immersion tank appropriate,
Moreover, it is shown that the carbon concentration in the molten steel can be reduced to the extremely low charcoal region in a short time by adjusting the blowing position of the gas for stirring. Of these, when the ratio of the inner diameter of the ladle to the inner diameter of the dipping tank is 0.3 (30%) or less, the surface area of the molten steel exposed under vacuum becomes small and decarburization becomes difficult to proceed. On the other hand, if the immersion tank is made too large, the gap between the immersion tank and the ladle will be narrowed, and the molten steel in that part will hardly be stirred, and the replacement of molten steel in this part with that in other parts will be extremely difficult. Become slow. This effect cannot be ignored in the extremely low carbon concentration region, and various experiments have shown that
In order to achieve a speed at which the replacement of molten steel is not a problem,
It became clear that the ratio of the inner diameter of the ladle to the inner diameter of the dipping tank should be 0.8 (80%) or less. On the other hand, according to various test results, in order to suppress the generation of splash and increase the decarburization rate, it is necessary to blow the stirring gas from a position deeper than 0.5H of the bath depth (H) on the vacuum surface. It became clear. The reason for this is as follows. 1) In order to promote decarburization by blowing from a shallow position, it is necessary to arrange a large number of vertical blowing nozzles in the shallow portion of the bath or to blow a large number of nozzles horizontally to increase the bubble reaching distance. is there. Of these, when a nozzle that blows in the vertical direction is arranged, the gas discharged from the nozzle retains kinetic energy, and there is a large temperature and pressure difference between the nozzle and the molten steel. Due to the rapid expansion, there is a strong divergence of energy in the vicinity of the nozzle outlet, which influences even the bath surface, causing a violent splash. In addition, in the case of blowing in the horizontal direction, even if the maximum bubble arrival distance is increased, the bubble distribution is the largest near the wall surface, so a large amount of wasted energy is supplied in this part, and a large amount of splash is generated. To do. 2) On the other hand, when blowing from a deep position,
The violently released energy in the vicinity of the nozzle outlet can be converted into energy for circulating and flowing the steel bath, so that stirring and mixing are only promoted and the bath surface is not significantly affected. Therefore, efficient decarburization can be performed with a small amount of gas without causing splash.
【０００６】 さらに、本発明者は、極低炭素領域ま
で脱炭速度を低下させることなく脱炭を進行させるため
には、真空下に暴露されている溶鋼表面部分を、有効に
撹拌し実質的な表面積を増大させることが極めて効果的
であるという新しい知見を見いだした。また、有効に撹
拌するための方法としては、水モデルや水銀モデルの手
段による詳細な検討の結果、吹き込まれた気泡を表面の
広い範囲に浮き上がらせることが重要であるという、新
しい知見を得た。これは、例えば、大量の気泡を上昇さ
せても、途中に狭い断面積の流路を通過した場合や、吹
き込み位置が浅く表面での気泡の浮上領域の面積が狭い
場合には、吹き込むガス量を増加させても実質的な表面
積は増加しないことを意味しており、単に、鋼浴全体に
対する撹拌力や環流速度という、既存の概念では説明が
困難な現象であり、表面領域に対する撹拌という新しい
概念を提起するものである。取鍋内溶鋼の深い位置から
のガス撹拌下での流動状況は、水モデルや数値計算によ
り明らかとされているが、吹き込まれたガスが浮上する
領域では大きな上向きの流れが生じ、表面の気泡浮上領
域で最も強い上向きの流れとなる。これに対して、気泡
浮上領域以外の表面では、表面に水平方向の炉壁へ向か
う流れになり、この流れが炉壁へ衝突して下向きの流れ
へと変化している。これらの流動の内、水平方向の炉壁
へ向かう流れの速さは、本発明者による研究の結果、い
わゆる撹拌エネルギーや環流速度と対応することが明ら
かになった。[0006] Further, the present inventor effectively stirs the molten steel surface portion exposed to a vacuum to effectively carry out decarburization without reducing the decarburization rate to an extremely low carbon region, and substantially We have found a new finding that increasing the effective surface area is extremely effective. In addition, as a method for effectively stirring, as a result of detailed examination by means of a water model or a mercury model, it was found that it is important to raise blown bubbles over a wide range of the surface. . This is because, for example, when a large amount of bubbles are lifted, they pass through a channel with a narrow cross-sectional area on the way, or when the blowing position is shallow and the area of the floating region of the bubbles on the surface is small, the amount of gas blown in is small. It means that the effective surface area does not increase even if the temperature is increased, and it is a phenomenon that is difficult to explain with existing concepts such as stirring force and reflux velocity for the entire steel bath. It raises the concept. The flow condition of molten steel in a ladle from a deep position under gas agitation has been clarified by a water model and numerical calculations, but a large upward flow occurs in the region where the blown gas floats, causing bubbles on the surface. It has the strongest upward flow in the floating area. On the other hand, on the surface other than the bubble levitation region, a flow is directed to the furnace wall in the horizontal direction on the surface, and this flow collides with the furnace wall and changes to a downward flow. Among these flows, the speed of the flow toward the furnace wall in the horizontal direction has been found as a result of studies by the present inventor to correspond to so-called stirring energy and recirculation velocity.
【０００７】しかし、真空下での脱炭反応に対しては、
水平方向の炉壁へ向かう流れの速さよりも、吹き込まれ
たガスが浮上する領域での大きな上向きの流れが圧倒的
に重要であることが明らかになり、さらに、種々の試験
結果により、この脱炭特性を支配する要因は、以下で定
義するところの気泡活性面積であることが明らかになっ
た。ここで、気泡活性面とは、吹き込まれたガス気泡が
表面に浮上する領域という定義であり、その決定方法
は、水モデル、水銀モデル、あるいは、実機での観察結
果より、垂直方向に吹き込まれたガスに対する気泡活性
面積（ＡN）は（１）式で、水平方向に吹き込まれたガ
スに対する気泡活性面積（ＡU）は（２）式で与えるも
のである。 ＡN＝３．１４×（０．２１２×Ｈ)2 ・・・・・（１） ＡU＝３．１４×（７×Ｑ0・67)2／２ ・・・・・（２） ここで、Ｈは吹き込み位置から溶鋼面までの距離（ｍ）
であり、Ｑはノズル１個当りのガス吹き込み量（Ｎｍ3
／ｓ）である。However, for the decarburization reaction under vacuum,
It was revealed that a large upward flow in the region where the injected gas floats was overwhelmingly important, rather than the speed of the flow toward the horizontal furnace wall. It was revealed that the factor governing the charcoal properties is the bubble active area as defined below. Here, the bubble active surface is defined as the region where the blown gas bubbles float on the surface, and the determination method is based on the results of observation in a water model, mercury model, or actual machine. The bubble active area (AN) for the gas is given by the equation (1), and the bubble active area (AU) for the gas blown in the horizontal direction is given by the equation (2). AN = 3.14 × (0.212 × H ) 2 ····· (1) AU = 3.14 × (7 × Q 0 · 67) 2/2 ····· (2) where, H is the distance from the blowing position to the molten steel surface (m)
And Q is the gas injection amount per nozzle (Nm 3
/ S).
【０００８】図１は、小型の真空溶解炉にて未脱酸溶鋼
を脱炭処理した場合の実験結果を示したものであり、縦
軸は（３）式で示す脱炭速度定数（Ｋ）である。 Ｋ＝（１n［％Ｃ]1−１n［％Ｃ]2）／Δｔ〕 ・・・（３） ここで、［％Ｃ]1は実験開始時の炭素濃度、［％Ｃ]2は
実験終了時の炭素濃度、及び、Δｔは実験時間（分）で
ある。（１ｎは自然対数。) 実験は図２の（a）に示すように、炉内にガス導入用の
パイプを浸漬し、浸漬深さを変化させた実験と、（ｂ）
のように、浸漬するパイプの数を変化させた実験、及
び、（ｃ）のごとく、上部に管を浸漬させ、浮上するガ
ス気泡を途中で狭い断面積の流路を通過させた場合につ
いて実施した。また、いずれの場合も供給したガス量は
一定とした。 図１より、吹き込み深さが深いほどＫは
大きく、また、同一の吹き込み深さであっても、ガス導
入用パイプの数が多い方がＫは大きく、逆に、途中で狭
い断面積の流路を通過させた場合には、Ｋがかなり小さ
くなることがわかる。 これは、同一のガス導入深さ
で、同一のガス流量であれば、撹拌エネルギーは同一で
あることから、撹拌エネルギーや環流速度といった水平
方向の炉壁へ向かう流れの速さで代表される指標では説
明しえない新しい現象である。FIG. 1 shows the experimental results when decarburizing the undeoxidized molten steel in a small vacuum melting furnace, and the vertical axis shows the decarburization rate constant (K) shown in the equation (3). Is. K = (1n [% C] 1 −1n [% C] 2 ) / Δt] (3) where [% C] 1 is the carbon concentration at the start of the experiment and [% C] 2 is the end of the experiment. The time carbon concentration and Δt are the experimental time (minutes). (1n is a natural logarithm.) As shown in FIG. 2 (a), the experiment was carried out by immersing a pipe for gas introduction in the furnace and changing the immersion depth, and (b).
As in (c), the experiment was performed by changing the number of pipes to be immersed, and the case where the pipes were immersed in the upper part and the floating gas bubbles were allowed to pass through a narrow cross-sectional area in the middle. did. In each case, the supplied gas amount was constant. From FIG. 1, the deeper the blowing depth is, the larger K is. Also, even if the blowing depth is the same, the larger the number of gas introduction pipes is, the larger K is. It can be seen that K is considerably smaller when passing the road. This is because the stirring energy is the same if the gas introduction depth is the same and the gas flow rate is the same. This is a new phenomenon that cannot be explained.
【０００９】図３は、この結果を（１）式で定義した気
泡活性面積で整理したものであるが、極めて統一的に整
理でき、気泡活性面積が脱炭反応速度を支配する主要な
因子であることが明らかになった。この、脱炭反応に対
して気泡活性面積が重要である理由は以下のように考え
られる。 １）脱炭反応の起こる自由表面は、スラグが存在しない
ためにメタルの流動に対する抵抗が、ほとんどない。そ
のため、スラグとメタルの間の反応に比較して、メタル
相表面の流動はきわめて容易である。したがって、表面
流速に大きく影響される物質移動速度は、少量のガスに
より撹拌するのみで充分に大きくでき、これを、さらに
大きくしても反応速度に対する影響は小さい。このこと
が、撹拌エネルギーや環流速度といった水平方向の炉壁
へ向かう流れの速さで決定される指標と脱炭反応速度が
関係しない理由である。 ２）脱炭反応の速度を増大させるためには、物質移動速
度の増加ではなく、反応表面積の増加が最も重要な要因
となる。ところで、気泡が浮上し表面で破泡するという
一連の経過を考えると、気泡が溶鋼との密度差により浮
上した後、表面で破裂し、次いで、周囲の溶鋼表面が波
立つという過程をとる。このうち、気泡が表面で破裂し
た瞬間が、最も大きな表面積を形成し、その後、周囲に
生成される波では表面積はほとんど増加されない。一
方、気泡が浮上することにより形成される、最表面での
上向きの流れの速度は、ガス吹き込み速度や撹拌エネル
ギーに影響されるが、それは、液滴を高くまで飛散させ
る運動エネルギーを与えるものであり、個々の気泡が表
面で破裂した瞬間の自由表面の形態には大きくは影響し
ない。したがって、個々の気泡が表面で破裂する時に形
成する自由表面はほぼ一定であり、反応容器全体の表面
積を有効に増大させるためには、表面で破裂する気泡の
数を多くすることが重要となる。このためには、気泡の
合体を可能な限り抑制できるように、広い面積にわたっ
て気泡を浮上させることが必要となり、気泡活性面の大
きさが重要となる。FIG. 3 shows this result organized by the bubble active area defined by the equation (1). It can be arranged very uniformly, and the bubble active area is the main factor controlling the decarburization reaction rate. It became clear. The reason why the bubble active area is important for the decarburization reaction is considered as follows. 1) On the free surface where the decarburization reaction occurs, there is almost no resistance to metal flow because of the absence of slag. Therefore, as compared with the reaction between the slag and the metal, the flow on the surface of the metal phase is extremely easy. Therefore, the mass transfer rate, which is greatly influenced by the surface flow velocity, can be made sufficiently large only by stirring with a small amount of gas, and even if it is further increased, the influence on the reaction rate is small. This is the reason why the decarburization reaction rate is not related to the indexes such as the stirring energy and the reflux velocity, which are determined by the speed of the flow toward the furnace wall in the horizontal direction. 2) In order to increase the rate of the decarburization reaction, the increase in the reaction surface area is the most important factor, not the increase in the mass transfer rate. By the way, considering a series of processes in which bubbles float and break on the surface, the bubbles rise due to the difference in density from the molten steel, then burst on the surface, and then the surrounding molten steel surface becomes wavy. Of these, the moment when the bubbles burst on the surface forms the largest surface area, and then the surface area is hardly increased by the waves generated around the surface. On the other hand, the upward flow velocity at the outermost surface, which is formed by floating bubbles, is affected by the gas blowing velocity and the stirring energy, which gives the kinetic energy that causes the droplets to fly up to a high level. Yes, it does not significantly affect the morphology of the free surface at the moment each bubble bursts at the surface. Therefore, the free surface formed when individual bubbles burst at the surface is almost constant, and it is important to increase the number of bubbles burst at the surface in order to effectively increase the surface area of the entire reaction vessel. . For this purpose, it is necessary to float the bubbles over a large area so that coalescing of the bubbles can be suppressed as much as possible, and the size of the bubble active surface is important.
【００１０】図４は、図５に示すようにな、下端を開放
した円筒管を浸漬し、その内部を真空にする形式の試験
炉を用いた実験結果を示したものであるが、（４）式で
定義される気泡活性面が全溶鋼表面積に占める割合
（Ａ）と、（５）式で定義される気泡活性面が真空表面
積に占める割合（Ｂ）とに依存し、これらの値が適正で
あれば、炭素濃度が６ｐｐｍ程度の極低炭素域まで速度
が低下せずに脱炭できることがわかる。ここで、全溶鋼
表面積（Ｇ）は、図５における、真空下表面（イ）と大
気圧下表面（ロ）の合計を意味し、また、真空表面積
（ｇ）は、図５における、真空下表面（イ）の面積を意
味する。 Ａ＝｛（気泡活性面積）／（全溶鋼表面積）｝×１００・・・・（４） Ｂ＝｛（気泡活性面積）／（真空表面積）｝×１００・・・・・（５） また、図６は、これらの結果を、脱炭速度定数と気泡活
性面が全溶鋼表面積に占める割合で整理したものであ
る。この図より、気泡活性面を全溶鋼表面積の１０％以
上にすることで、脱炭速度定数は飛躍的に増大すること
がわかる。一方、図７は、種々の断面積を有する浸漬管
を用いて、同様な実験を行った場合の結果を、脱炭速度
定数と気泡活性面が真空表面積に占める割合で整理した
ものである。この図より、気泡活性面を真空表面積の９
５％以上にすると脱炭速度が低下することがわかる。こ
れは、真空下表面の全体に気泡が浮上した場合には、下
降流の生成が阻害されるため、環流が極めて悪化し、真
空下表面で脱炭された溶鋼と取鍋内部の溶鋼との、入れ
替わりが不十分となることに起因する。また、気泡活性
面が真空表面積の１５％以下の場合にも脱炭速度の低下
が見られるが、これは、後述するように、この条件の場
合には浸漬槽直径が大きくなりすぎるためである。As shown in FIG. 5, FIG. 4 shows the results of an experiment using a test furnace of the type in which a cylindrical tube having an open lower end is immersed and the inside is evacuated. ) The ratio of the bubble active surface defined by the formula (A) to the total molten steel surface area and the ratio of the bubble active surface defined in the formula (5) to the vacuum surface area (B) depend on these values. It can be seen that if proper, decarburization can be performed without reducing the speed to an extremely low carbon region where the carbon concentration is about 6 ppm. Here, the total molten steel surface area (G) means the sum of the surface under vacuum (a) and the surface under atmospheric pressure (b) in FIG. 5, and the vacuum surface area (g) is under vacuum in FIG. It means the area of the surface (a). A = {(air bubble active area) / (total molten steel surface area)} × 100 ... (4) B = {(air bubble active area) / (vacuum surface area)} × 100 ... (5) FIG. 6 shows these results organized by the decarburization rate constant and the ratio of the bubble activated surface to the total surface area of molten steel. From this figure, it can be seen that the decarburization rate constant increases dramatically by making the bubble active surface 10% or more of the total molten steel surface area. On the other hand, FIG. 7 shows the results of a similar experiment performed using dip tubes having various cross-sectional areas, in terms of the decarburization rate constant and the ratio of the bubble active surface to the vacuum surface area. From this figure, the bubble active surface is
It can be seen that the decarburization rate decreases when the content is 5% or more. This is because when air bubbles float over the entire surface under the vacuum, the generation of the downward flow is hindered, so the reflux is extremely deteriorated, and the molten steel decarburized on the surface under the vacuum and the molten steel inside the ladle are separated. , Due to insufficient replacement. Further, when the air bubble active surface is 15% or less of the vacuum surface area, the decarburization rate also decreases, but this is because the immersion tank diameter becomes too large under these conditions, as will be described later. .
【００１１】 前述したように、真空下での脱炭を効
率的に行うためには、気泡活性面の大きさが重要であ
る。しかし、気泡活性面が適正であっても、［Ｃ］が処
理開始時から、２０ｐｐｍ程度までの間の脱炭速度を、
より増大させるためには、以下で定義する気泡分散領域
の体積が、全溶鋼体積の４％以上が必要であることが、
詳細な実験により明らかになった。ここで、気泡分散領
域は、吹き込まれた気泡が浮上していく領域を意味し、
垂直方向に吹き込まれたガスに対する気泡分散領域（Ｗ
N）は、（1）式で定義した気泡活性面積（ＡN）により
（６）式で、水平方向に吹き込まれたガスに対する気泡
分散領域（ＷU）は、（２）式で定義した気泡活性面積
（ＡU）により（７）式で与えるものであり、両方法を
併用する場合には、その和として与えることができる。 ＷN＝ＡN・Ｈ／３ ・・・・（６） ＷU＝ＡU・Ｈ／３ ・・・・（７） ここで、Ｈは吹き込み位置から溶鋼面までの距離（ｍ）
であり、Ｑはノズル１個当りのガス吹き込み量（Ｎｍ3
／ｓ）である。この理由は以下のようなものである。
［Ｃ］が高い場合には、溶鋼中の［Ｃ］と［Ｏ］の積に
よって平衡関係に基づいて計算される溶鋼のＣＯ分圧の
方が、実際の真空度よりも、充分に大きいために、ＣＯ
ガス気泡は溶鋼内部から発生することができる。したが
って、気泡活性面積が充分にあることに加えて、内部か
らの気泡の発生を促進することが脱炭速度の増大を引き
起こす。この内部からの気泡の発生には、ＣＯガス気泡
の核発生位置を与えることが重要である。本発明者によ
る詳細な検討により、この気泡発生核として、従来考え
られていた耐火物表面よりも、吹き込まれたガス気泡の
表面が有効であることが確認された。したがって、
［Ｃ］が高い場合には、吹き込まれたガスを溶鋼内部で
も、大きく広げて、気泡が存在する領域を広くすること
により、内部から発生するＣＯ気泡の核発生位置を数多
く与えることにより、脱炭速度の向上が可能となるもの
である。図８は、この結果を示したものであるが、同一
の気泡活性面積であっても、より深い位置から吹き込ん
だ場合の方が気泡分散領域の体積が大きくなり、４％以
上にすることで脱炭速度もより一層の向上が図れている
ことがわかる。さらに、気泡分散領域の体積が広い場合
には、溶鋼内部に含まれる全気泡の表面積の合計が大き
くなるため、［Ｃ］と［Ｏ］が気泡の表面でＣＯガスと
なり気泡内に取り込まれる、いわゆる気泡脱炭速度が大
きくなるため、低炭素濃度域でも脱炭速度が増加する効
果を有している。As described above, in order to efficiently perform decarburization under vacuum, the size of the bubble active surface is important. However, even if the bubble activation surface is appropriate, [C] shows a decarburization rate of about 20 ppm from the start of treatment.
In order to further increase, the volume of the bubble dispersion region defined below needs to be 4% or more of the total molten steel volume,
Detailed experiments revealed. Here, the bubble dispersion region means a region where the blown bubbles float.
Bubble dispersion region (W for gas blown vertically)
N) is the air bubble active area (AN) defined by the equation (1), and the air bubble dispersion area (WU) for the gas blown in the horizontal direction is the air bubble active area (AN) defined by the equation (2). It is given by the formula (7) by (AU), and when both methods are used together, it can be given as the sum thereof. WN = AN ・ H / 3 ・ ・ ・ ・ (6) WU = AU ・ H / 3 ・ ・ ・ ・ (7) where H is the distance from the blowing position to the molten steel surface (m)
And Q is the gas injection amount per nozzle (Nm 3
/ S). The reason for this is as follows.
When [C] is high, the CO partial pressure of the molten steel calculated based on the equilibrium relationship by the product of [C] and [O] in the molten steel is sufficiently larger than the actual vacuum degree. And CO
Gas bubbles can be generated from inside the molten steel. Therefore, in addition to having a sufficient bubble active area, promoting the generation of bubbles from the inside causes an increase in the decarburization rate. In order to generate bubbles from the inside, it is important to give the nucleation position of CO gas bubbles. As a result of a detailed study by the present inventor, it was confirmed that the surface of the blown gas bubbles is more effective than the conventionally considered surface of the refractory material as the bubble generating nucleus. Therefore,
When [C] is high, the gas blown into the molten steel is greatly spread out to widen the region where bubbles are present, thereby giving a large number of CO bubble nucleation positions generated from the inside to remove the gas. It is possible to improve the charcoal speed. FIG. 8 shows this result, and even if the bubble active area is the same, the volume of the bubble dispersion region becomes larger when the bubbles are blown from a deeper position, and the volume becomes 4% or more. It can be seen that the decarburization rate is further improved. Furthermore, when the volume of the bubble dispersion region is large, the total surface area of all the bubbles contained in the molten steel becomes large, so that [C] and [O] become CO gas on the surface of the bubbles and are taken into the bubbles. Since the so-called bubble decarburization rate increases, it has the effect of increasing the decarburization rate even in the low carbon concentration range.
【００１２】 前述したように、真空下での脱炭を効
率的に行うためには、気泡活性面の大きさが重要であ
る。しかし、気泡活性面が適正であっても、より効率的
な処理を目的とする場合には撹拌用ガス流量を適正範囲
に制御する必要がある。つまり、撹拌用ガス流量が少な
すぎる場合には、単位時間当りに破裂する気泡の数が少
ないため表面積の増加効果が不充分となる上、環流速度
が悪化するため、真空下表面で脱炭された溶鋼と取鍋内
部の溶鋼との入れ替わりが不十分となる問題が発生す
る。このためには、詳細な実験により、０．６Ｎｌ／
（ｍｉｎ・ｔｏｎ）以上のガス量が必要であることが明
らかになった。また、必要以上に撹拌用ガスを入れる
と、気泡が浮上することにより形成される最表面での上
向きの流れの速度は、液滴を高くまで飛散させる運動エ
ネルギーを与えるものであり、個々の気泡が表面で破裂
した瞬間の自由表面の形態には大きくは影響しないた
め、いわゆる、スプラッシュと称される液滴の飛散が大
きくなるという問題点が生じる。この操業上の支障を招
く、液滴の飛散を最小限に抑制するためには、撹拌用ガ
ス流量を１５Ｎｌ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ）以下とする必要
がある。また、撹拌用ガス流量が必要以上に大きい場合
には、気泡脱炭が少なくなるという悪影響を生む。これ
は、以下の理由による。まず、ガス流量が少ない場合に
は、個々の気泡は合体せずに浮上し、かつ、溶鋼全体の
上昇流速が小さいので気泡の浴内滞留時間も長いため、
浮上中に充分に気泡脱炭が進行する。これに対して、ガ
ス流量を増大させて行くと、適切な範囲内であれば、溶
鋼全体の上昇流速が大きくなり浴内滞留時間が短くなる
反面、合体しない限りは、単位時間当りに吹き込まれる
気泡の数は多くなるため、その相対関係として、気泡脱
炭量は低下しないが、必要以上に増加させると、気泡の
合体がおこるため、気泡脱炭量が減少する。この、臨界
のガス流量は、種々の実験により、スプラッシュの発生
上問題が生じる流量と同一の、１５Ｎｌ／（ｍｉｎ・ｔ
ｏｎ）であることがわかった。図９は、この関係を示し
たものである。As described above, in order to efficiently perform decarburization under vacuum, the size of the bubble active surface is important. However, even if the bubble activation surface is appropriate, it is necessary to control the stirring gas flow rate within an appropriate range for the purpose of more efficient treatment. That is, when the flow rate of the stirring gas is too low, the number of bubbles bursting per unit time is small, so that the effect of increasing the surface area is insufficient, and the reflux velocity is deteriorated, so that the surface under vacuum is decarburized. There is a problem that replacement of molten steel with molten steel inside the ladle is insufficient. For this purpose, a detailed experiment shows that 0.6 Nl /
It became clear that a gas amount of (min · ton) or more is required. In addition, when the stirring gas is added more than necessary, the upward flow velocity at the outermost surface formed by the floating of the bubbles gives the kinetic energy for scattering the droplets to a high level. Since it does not significantly affect the morphology of the free surface at the moment when ruptures on the surface, there arises a problem of so-called splash, which causes large scattering of droplets. The flow rate of the stirring gas must be 15 Nl / (min · ton) or less in order to minimize the scattering of the liquid droplets, which causes troubles in the operation. Further, when the flow rate of the stirring gas is larger than necessary, there is an adverse effect that the decarburization of bubbles is reduced. This is for the following reason. First, when the gas flow rate is small, the individual bubbles float without coalescing, and since the rising velocity of the entire molten steel is small, the residence time of the bubbles in the bath is long,
Bubble decarburization progresses sufficiently during floating. On the other hand, when the gas flow rate is increased, if the flow rate is within an appropriate range, the rising flow velocity of the entire molten steel increases and the residence time in the bath decreases, but unless coalescing, it is blown per unit time. Since the number of bubbles increases, the relative relationship of the bubbles does not decrease, but if the number of bubbles is increased more than necessary, coalescence of bubbles occurs and the amount of bubbles decarburizes decreases. This critical gas flow rate is 15 Nl / (min · t), which is the same as the flow rate that causes problems in the generation of splash, according to various experiments.
on). FIG. 9 shows this relationship.
【００１３】さらに極低炭素鋼を溶製する場合において
は、［Ｃ］が１５ｐｐｍ以下の濃度領域で撹拌用ガス流
量を１Ｎl／（ｍｉｎ・ｔｏｎ）〜１５Ｎl／（ｍｉｎ・
ｔｏｎ）とする必要がある。これは以下のような理由に
よるものである。 １）［Ｃ］が１５ｐｐｍよりも高い場合には、溶鋼中の
［Ｃ］と［Ｏ］の積によって平衡関係に基づいて計算さ
れる溶鋼のＣＯ分圧の方が、実際の真空度よりも、充分
に大きいために、ＣＯガス気泡は表面直下の溶鋼内部か
ら発生することができ、そのため、気泡活性面積が充分
にあれば、その領域の表面直下でＣＯガスが容易に発生
し、そのＣＯガス気泡の表面での破裂により、なお一
層、表面積が増大するという効果があるため、環流を阻
害しない最小限のガス量で大きな脱炭速度定数が得られ
る。 ２）これに対して、［Ｃ］が１５ｐｐｍ以下の場合には
平衡関係に基づいて計算される溶鋼のＣＯ分圧の方と実
際の真空度との差が小さいために、表面直下でのＣＯガ
スの発生は期待できなくなり、表面積を［Ｃ］が１５ｐ
ｐｍよりも高い領域に匹敵するまでに増加させるために
は、吹き込むガス気泡の数自体を多くする必要がある。Further, in the case of melting ultra-low carbon steel, the flow rate of the stirring gas is 1 Nl / (min · ton) to 15 Nl / (min · min) in the concentration range of [C] of 15 ppm or less.
ton). This is due to the following reasons. 1) When [C] is higher than 15 ppm, the CO partial pressure of molten steel calculated based on the equilibrium relationship by the product of [C] and [O] in molten steel is higher than the actual vacuum degree. Since it is sufficiently large, CO gas bubbles can be generated from the inside of the molten steel just below the surface. Therefore, if the bubble active area is sufficient, CO gas can easily be generated just below the surface in that region, and The bursting of the gas bubbles on the surface has the effect of further increasing the surface area, so that a large decarburization rate constant can be obtained with a minimum amount of gas that does not hinder the reflux. 2) On the other hand, when [C] is 15 ppm or less, the difference between the CO partial pressure of molten steel calculated based on the equilibrium relationship and the actual degree of vacuum is small, so The generation of gas cannot be expected, and the surface area [C] is 15p.
In order to increase the region to a level higher than pm, it is necessary to increase the number of gas bubbles to be blown.
【００１４】 前述したように、真空下での脱炭を効
率的に行うためには、気泡活性面の大きさが重要であ
る。さらに脱炭速度を向上させるためには、取鍋底部、
及び、浸漬管からガスを吹き込み、真空面の浴深
（Ｈ）、浸漬管内面とガス吹き込み位置の鉛直投影線と
の間隔（Ｙ）との関係で、Ｙを０．０８Ｈ〜０．２０Ｈ
とし、取鍋底部から供給されるガス流量(Ｑ1；Ｎl／(ｍ
ｉｎ・ｔｏｎ））、及び、浸漬管から供給されるガス流
量（Ｑ2；Ｎl／(ｍｉｎ・ｔｏｎ））を（Ｑ1×Ｑ2*1）
を０．５〜６．０（たゞし*1は1/3乗）とすることが重
要であることが明らかになった。この理由は以下に示す
ものである。 １）耐火物表面はＣＯガス気泡の核発生位置として作用
するが、耐火物表面に激しい流動が存在する場合には、
一旦、表面で生成した気泡が直ちに耐火物表面から剥
離、除去されるため、新たなＣＯ気泡が引き続いて容易
に発生し、脱炭速度を一層増加させることができる。こ
のためには、浸漬管内面に接触しながら大量の気泡を上
昇させることが効果的である。 ２）環流をより促進させるためには、浸漬管中の溶鋼内
の気泡存在密度を非対称にすることが必要である。その
ためには、壁面近傍に大量の気泡を集中して存在させる
ことが効果的である。しかし、取鍋底部からの吹き込み
の場合、浸漬管内面とガス吹き込み位置の鉛直投影線と
の間隔（Ｙ）を小さくしすぎると、底部より供給された
ガスが浸漬管耐火物先端に衝突し、激しい耐火物溶損を
招くという問題があり、逆に、Ｙを大きくしすぎると、
壁面近傍を上昇する気泡が少なくなるため効果が小さく
なる。したがって、数多くの実験結果により、適正範囲
が真空面の浴深（Ｈ）との関係で０．０８Ｈ〜０．２０
Ｈにあることが明らかになった。さらに、浸漬管壁面か
らガスを供給することは、壁面近傍を上昇する気泡を多
くする効果はあるものの、ガス吹き込み位置から溶鋼表
面までの深さが小さいため、ガスの浮力による撹拌の仕
事自体が小さく、取鍋内溶鋼と浸漬管内溶鋼との入れ替
わりが不十分となる。本発明者による数多くの詳細な実
験の結果、上記の効果を得るためには、取鍋底部から供
給されるガス流量（Ｑ1）に対して、浸漬管から供給さ
れるガス流量（Ｑ2）はその１／３乗でしか影響を及ぼ
さないという知見を得、また、その最適範囲としては、
図１０に示すように(Ｑ1×Ｑ2*1）が０．５〜６．０の
領域にあることが明らかになった。（たゞし＊1は1/3
乗）ここで、（Ｑ1×Ｑ2*1）が０．５以下（たゞし＊1
は1/3乗）の場合にはガス量が少ないため上記効果が得
られず、６．０以上の場合には、浸漬管壁面近傍の上昇
流が強すぎるために耐火物溶損が激しいという問題があ
り、さらに、壁面近傍の局所的なガス流量が大きすぎる
ために激しいスプラッシュを生じるという問題がある。As described above, in order to efficiently perform decarburization under vacuum, the size of the bubble active surface is important. To further improve the decarburization rate, the bottom of the ladle,
Also, Y is 0.08H to 0.20H in relation to the bath depth (H) of the vacuum surface and the distance (Y) between the inner surface of the immersion tube and the vertical projection line of the gas injection position, with gas blown from the immersion tube.
And the flow rate of gas supplied from the bottom of the ladle (Q 1 ; Nl / (m
in · ton)), and the gas flow rate (Q 2 ; Nl / (min · ton)) supplied from the dip tube (Q 1 × Q 2 * 1 )
It has become clear that it is important to set 0.5 to 6.0 (this is * 1 is the 1/3 power). The reason for this is as follows. 1) The refractory surface acts as a nucleation site for CO gas bubbles, but when a violent flow exists on the refractory surface,
Since the bubbles once generated on the surface are immediately separated and removed from the refractory surface, new CO bubbles are easily generated subsequently and the decarburization rate can be further increased. For this purpose, it is effective to raise a large amount of bubbles while contacting the inner surface of the dipping tube. 2) In order to further promote the reflux, it is necessary to make the existing density of bubbles in the molten steel in the immersion pipe asymmetric. To that end, it is effective to concentrate a large amount of bubbles near the wall surface. However, in the case of blowing from the bottom of the ladle, if the distance (Y) between the inner surface of the dipping pipe and the vertical projection line of the gas blowing position is made too small, the gas supplied from the bottom collides with the tip of the dipping pipe refractory, There is a problem that it causes severe melting of refractory, and conversely, if Y is too large,
The effect is reduced because the bubbles rising near the wall surface are reduced. Therefore, according to many experimental results, the proper range is 0.08H to 0.20 in relation to the bath depth (H) of the vacuum surface.
It became clear that it was in H. Furthermore, supplying gas from the wall surface of the immersion pipe has the effect of increasing the number of bubbles rising near the wall surface, but since the depth from the gas injection position to the molten steel surface is small, the stirring work itself due to the buoyancy of the gas It is small and the replacement of molten steel in the ladle and molten steel in the dip pipe is insufficient. Results of numerous detailed experiments by the present inventors, in order to obtain the effects described above, with respect to preparative gas flow supplied from the bottom of the pan section (Q 1), the gas flow rate supplied from the immersion pipe (Q 2) Has been found to have an effect only on its 1/3 power, and the optimum range is
As shown in FIG. 10, it was revealed that (Q 1 × Q 2 * 1 ) was in the region of 0.5 to 6.0. (Taishi * 1 is 1/3
Here, (Q 1 × Q 2 * 1 ) is 0.5 or less (t * 1
In the case of 1/3 power), the above effect cannot be obtained because the amount of gas is small, and in the case of 6.0 or more, the ascending flow in the vicinity of the wall surface of the immersion pipe is too strong and the refractory melting loss is severe. There is a problem, and further, there is a problem that a violent splash is generated because the local gas flow rate near the wall surface is too large.
【００１５】 前述したように、真空下での脱炭を効
率的に行うためには、気泡活性面の大きさが重要であ
る。さらに種々の実験によれば、スプラッシュの発生
を、より低く抑制して、効率的な脱炭を行うためには、
処理開始後、真空度が３００Ｔｏｒｒ以上の範囲で、炭
素濃度（Ｃ；ｐｐｍ）に応じて真空度（Ｐ；Ｔｏｒｒ）
をｌｏｇ(Ｃ／Ｐ*2)が０．７〜１．１の範囲（たゞし＊
2は1/2乗）で調節することが重要であることが明らかに
なった。(ここで、ｌｏｇは常用対数を表す。)。処理中
に発生するスプラッシュについて調査した結果、スプラ
ッシュのうち細粒のものは、真空槽内を上昇する排ガス
の実流速で規定され、粗粒のものは吹き込まれた撹拌用
ガスによる表面での上向きの溶鋼流速により規定され、
脱炭初期のスプラッシュは前者が支配的であり、脱炭末
期のスプラッシュは後者が支配的であることが明らかに
なった。したがって、処理開始後の脱炭初期のスプラッ
シュを抑制するためには、この条件下での真空槽内を上
昇する排ガスの実流速を小さくすることが必要であり、
具体的には真空度をできる限り低い状態で脱炭させるこ
とが必要になる。本発明者による詳細な実験によれば、
脱炭反応を効率的に進行させるためには、真空度を、溶
鋼中の［Ｃ］と［Ｏ］の積によって平衡関係に基づいて
計算される溶鋼のＣＯ分圧よりも、約２０Ｔｏｒｒ程度
低くすれば充分であり、それ以上に高真空にすることに
は意味がないことが明らかになった。つまり、例えば
［Ｃ］が２００ｐｐｍ以上の範囲では平衡するＣＯ分圧
は３３０Ｔｏｒｒ以上であることになる。本発明者によ
る詳細な実験により、スプラッシュの発生を抑制して脱
炭させるためには、処理開始後、真空度が３００Ｔｏｒ
ｒ以上の範囲で、炭素濃度（Ｃ；ｐｐｍ）に応じて真空
度（Ｐ；Ｔｏｒｒ）をｌｏｇ（Ｃ／Ｐ*2）が０．７〜
１．１の範囲（たゞし＊2は1/2乗）で調節することが重
要であることが明らかになった。As described above, in order to efficiently perform decarburization under vacuum, the size of the bubble active surface is important. Further, according to various experiments, in order to suppress the generation of splash to a lower level and perform efficient decarburization,
After the start of the treatment, the degree of vacuum is in the range of 300 Torr or more, and the degree of vacuum (P; Torr) depends on the carbon concentration (C; ppm).
Log (C / P * 2 ) is in the range of 0.7 to 1.1 (
2 revealed that be adjusted by the square root) is important. (Where log represents the common logarithm). As a result of investigating the splash generated during the treatment, the fine particles of the splash are specified by the actual flow rate of the exhaust gas rising in the vacuum tank, and the coarse particles are directed upward on the surface by the blown stirring gas. Defined by the molten steel flow rate of
It was revealed that the former is dominant in the splash at the early stage of decarburization and the latter is dominant in the splash at the end of decarburization. Therefore, in order to suppress the splash in the decarburization initial stage after the start of treatment, it is necessary to reduce the actual flow rate of the exhaust gas rising in the vacuum chamber under these conditions,
Specifically, it is necessary to decarburize the vacuum as low as possible. According to detailed experiments by the present inventor,
In order to efficiently progress the decarburization reaction, the degree of vacuum is about 20 Torr lower than the CO partial pressure of the molten steel calculated based on the equilibrium relationship by the product of [C] and [O] in the molten steel. It was found to be sufficient, and there is no point in making a higher vacuum. That is, for example, in the range where [C] is 200 ppm or more, the equilibrium CO partial pressure is 330 Torr or more. According to a detailed experiment by the present inventor, in order to suppress the generation of splash and decarburize, after the treatment was started, the degree of vacuum was 300 Torr.
In the above range r, the carbon concentration; degree of vacuum in accordance with (C ppm) (P; Torr ) and log (C / P * 2) is 0.7
It has become clear that it is important to adjust within the range of 1.1 (that is, * 2 is 1/2 power).
【００１６】 前述したように、真空下での脱炭を効
率的に行うためには、気泡活性面の大きさが重要であ
る。これに加えて、脱炭処理終了後、真空度を低下さ
せ、浸漬管内溶鋼面と浸漬管下端との距離を１０００ｍ
ｍ〜２００ｍｍとする条件で適宜時間保持することによ
り、介在物を浸漬管外へと流出させ、清浄性の極めて高
い鋼が得られるという知見を得た。この理由は以下のよ
うなものである。つまり、転炉スラグが溶鋼中に巻き込
まれて生成したスラグ系介在物や、脱炭処理後、脱酸剤
を添加することにより生成された脱酸生成物等は、強い
溶鋼の循環流により溶鋼中に分散するが、本発明者によ
る調査によれば、浸漬管内溶鋼表面で主に生成されたこ
れらの酸化物は、強い下降流に乗って、浸漬管内の溶鋼
内部に運ばれるが、浸漬管下端を過ぎて、浸漬管外面と
取鍋内面の間隙部へ到達した場合には、そこの部分には
強い流動が生じていないため、浮力により表面に浮上分
離できることが明らかになった。しかし、浸漬管内溶鋼
面と浸漬管下端との距離が大きい場合には、浸漬管内の
溶鋼内部に運ばれた介在物が浸漬管下端を過ぎるまで深
く運ばれる確率が低く、充分な浮上分離はできない。こ
の、介在物が浸漬管下端まで容易に運ばれるためには、
浸漬管内溶鋼面と浸漬管下端との距離を１０００ｍｍ以
下とすることが必要である。そこで、脱炭処理終了後、
真空度を低下させ、浸漬管内溶鋼面と浸漬管下端との距
離を１０００ｍｍ以下とする条件で適宜時間保持するこ
とにより、介在物を浸漬管外部の溶鋼表面へ浮上分離す
ることができ、高清浄度鋼の溶製が可能となる。ここ
で、浸漬管内溶鋼面と浸漬管下端との距離を２００ｍｍ
以下にすると、溶鋼表面の波立ちにより浸漬管内の溶鋼
と浸漬管外の溶鋼、あるいはスラグとの分離、遮断が不
十分となり、浸漬管外部のスラグが逆に浸漬管内部へ混
入する場合が生じ、清浄化効果が得られなくなる。As described above, in order to efficiently perform decarburization under vacuum, the size of the bubble active surface is important. In addition to this, after the decarburization treatment is completed, the degree of vacuum is reduced, and the distance between the molten steel surface in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe is 1000 m.
It was found that the inclusions are allowed to flow out of the immersion pipe by holding for a suitable time under the condition of m to 200 mm to obtain a steel having extremely high cleanliness. The reason for this is as follows. In other words, the slag-based inclusions produced when the converter slag is caught in the molten steel and the deoxidation products produced by adding the deoxidizing agent after the decarburization treatment are generated by the strong molten steel circulation flow. According to the investigation by the present inventor, these oxides mainly dispersed on the surface of the molten steel in the dip pipe are carried in a strong downward flow and are carried inside the molten steel in the dip pipe. When it passed the lower end and reached the gap between the outer surface of the dip tube and the inner surface of the ladle, it was clarified that buoyancy could cause floating separation on the surface because no strong flow was generated in that portion. However, when the distance between the surface of the molten steel in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe is large, the inclusions carried inside the molten steel in the immersion pipe are less likely to be deeply conveyed until past the lower end of the immersion pipe, and sufficient levitation separation cannot be achieved. . In order for this inclusion to be easily carried to the lower end of the immersion pipe,
It is necessary to set the distance between the molten steel surface in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe to 1000 mm or less. So, after the decarburization process,
By lowering the degree of vacuum and maintaining the distance between the molten steel surface in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe for 1000 mm or less for an appropriate period of time, inclusions can be floated and separated on the surface of the molten steel outside the immersion pipe, and highly clean. It is possible to melt grade steel. Here, the distance between the molten steel surface in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe is 200 mm.
If it is below, the molten steel inside the immersion pipe and the molten steel outside the immersion pipe due to the waviness of the molten steel surface, or the separation and blocking from the slag will be insufficient, and the slag outside the immersion pipe may conversely mix into the inside of the immersion pipe, The cleaning effect cannot be obtained.
【００１７】本発明の場合、ガス吹き込み方法として
は、浸漬槽投影面の中心、もしくは、中心以外の部分に
位置した少なくとも１個以上の、 取鍋底部に設けた多
孔質煉瓦、取鍋底部に設けたパイプ、もしくは、浸漬ラ
ンスとすることが望ましい。ここで、浸漬ランスとして
は、垂直形状のインジェクションランス、先端をＬ字、
あるいはＪ字に近い形状に曲げたランスのいずれであっ
ても同等の効果がえられる。ここで、撹拌用のガスとし
ては、不活性、及び、中性ガスとすることが効果的であ
る。また、本発明においては、適量の転炉吹き止めスラ
グを表面に存在させた状態で処理を行うことにより、特
に、処理開始時から［Ｃ］が２０ｐｐｍ程度までの間の
脱炭速度を、より増大させることができる。この理由は
以下のようなものである。つまり、［Ｃ］が高い場合に
は、溶鋼中の［Ｃ］と［Ｏ］の積によって平衡関係に基
づいて計算される溶鋼のＣＯ分圧の方が、実際の真空度
よりも充分に大きいために、ＣＯガス気泡は溶鋼内部か
ら発生することができ、この内部からの気泡の発生を促
進するには、ＣＯガス気泡の核発生位置を与えることが
重要である。この気泡発生核として、巻き込まれた転炉
スラグ粒子が非常に大きな役目を果たし、内部から発生
するＣＯ気泡の核発生位置を数多く与えることにより、
脱炭速度の向上が可能となるものである。さらに、転炉
スラグには高い濃度の酸化鉄が含まれるため、その周囲
の溶鋼の酸素濃度が部分的に高くなり、より一層、脱炭
が促進される条件を引き起こす。このためには、必要充
分な量の転炉スラグが必要であり、その値は３ｋｇ／ｔ
ｏｎ以上であることが確認されている。また、逆に、転
炉吹き止めスラグが１５ｋｇ／ｔｏｎよりも多く存在し
た状態で処理をおこなうと、スラグが厚すぎるため、撹
拌用に吹き込まれたガスが表面で破裂した時に自由表面
が形成され難くなり、脱炭に悪影響をもたらす。なお、
このスラグ滴の巻き込みによる核発生の促進は、表面直
下が最も効果的である。そのため、マクロ的な循環流に
より壁面近傍で形成される下降流では、粒子が溶鋼内部
の深い位置まで巻き込まれるために効果的ではなく、気
泡活性面で気泡が破裂した時にミクロ的に生成される、
小さな下降流による巻き込みが有効である。さらに、本
発明においては、均一混合時間を６０秒以下とすること
により処理開始時から［Ｃ］が２０ｐｐｍ程度までの間
の脱炭速度をより増大されることが明らかになった。均
一混合時間に代表される環流速度が悪い場合には、真空
下表面で脱炭された溶鋼と取鍋内部の溶鋼との、入れ替
わりが不十分となるため、脱炭速度をより向上させる場
合には、均一混合時間の短縮が必要となる。特に、この
影響は、脱炭速度が速い処理開始時から［Ｃ］が２０ｐ
ｐｍ程度までの、比較的［Ｃ］が高い領域で顕著とな
る。しかし、均一混合時間が６０秒以下であれば、で
示した方法による脱炭の場合には充分となる。これに加
えて、本発明においては、［Ｃ］を１０ｐｐｍ以下まで
低下させるためには、この炭素濃度の領域で、真空度を
５Ｔｏｒｒ以下とすることが必要である。In the case of the present invention, as a gas blowing method, at least one or more porous bricks provided at the bottom of the ladle, or at the bottom of the ladle, located at the center of the immersion tank projection surface or at a portion other than the center, It is desirable to use a provided pipe or an immersion lance. Here, as the immersion lance, a vertical injection lance, an L-shaped tip,
Alternatively, the same effect can be obtained even if the lance is bent into a shape close to a J shape. Here, it is effective to use an inert gas and a neutral gas as the gas for stirring. Further, in the present invention, by performing the treatment in the state where an appropriate amount of the converter blow-stop slag is present on the surface, the decarburization rate from the start of the treatment to [C] up to about 20 ppm can be further improved. Can be increased. The reason for this is as follows. That is, when [C] is high, the CO partial pressure of the molten steel calculated based on the equilibrium relationship by the product of [C] and [O] in the molten steel is sufficiently larger than the actual vacuum degree. Therefore, CO gas bubbles can be generated from the inside of the molten steel, and in order to promote the generation of bubbles from this inside, it is important to provide the nucleation position of the CO gas bubbles. The entrained converter slag particles play a very important role as the bubble-generating nuclei, and by providing a large number of nucleation positions of CO bubbles generated from the inside,
It is possible to improve the decarburization rate. Further, since the converter slag contains a high concentration of iron oxide, the oxygen concentration of the molten steel around the converter slag is partially increased, which causes the condition that decarburization is further promoted. For this purpose, a sufficient and sufficient amount of converter slag is required, and the value is 3 kg / t.
It has been confirmed to be on or above. On the contrary, when the converter blow-stop slag was treated in a state of more than 15 kg / ton, the slag was too thick, and a free surface was formed when the gas blown for stirring bursts on the surface. It becomes difficult and has an adverse effect on decarburization. In addition,
The promotion of nucleation by the entrainment of slag drops is most effective just below the surface. Therefore, in the downward flow formed near the wall surface by the macroscopic circulation flow, the particles are not effective because they are trapped deep inside the molten steel, and are microscopically generated when the bubbles burst on the bubble activation surface. ,
Entrainment by a small downward flow is effective. Furthermore, in the present invention, it was revealed that by setting the uniform mixing time to 60 seconds or less, the decarburization rate from the start of the treatment to about 20 ppm of [C] was further increased. If the recirculation velocity, which is represented by the uniform mixing time, is low, the molten steel decarburized on the surface under vacuum and the molten steel inside the ladle will not be exchanged sufficiently. Requires shortening of uniform mixing time. In particular, this effect is due to the fact that [C] is 20 p
It becomes remarkable in a region where the [C] is relatively high up to about pm. However, if the uniform mixing time is 60 seconds or less, it is sufficient for decarburization by the method shown in. In addition to this, in the present invention, in order to reduce [C] to 10 ppm or less, it is necessary to set the degree of vacuum to 5 Torr or less in this carbon concentration region.
【００１８】[0018]
【実施例】以下の実施例は、１７５トンの転炉出鋼溶鋼
を用いて、図５に示した形状の真空精錬炉にて実施し
た。いずれの場合も、処理前の炭素濃度は２５０〜３９
０ｐｐｍであり、処理後の［Ｃ］が１０〜３０ｐｐｍの
範囲で（３）式により求めた脱炭速度定数と、到達炭素
濃度で評価した。実施例の表１は、種々の大きさの浸漬
槽を用いて、ガス吹き込み位置を変化させることによ
り、（４）式で定義した気泡活性面積と全溶鋼表面積と
の比（Ａ）、及び、（５）式で定義した気泡活性面積と
真空表面積の比（Ｂ）を変化させた実験結果である。EXAMPLES The following examples were carried out in a vacuum refining furnace having the shape shown in FIG. 5, using 175 tons of molten steel discharged from a converter. In either case, the carbon concentration before treatment is 250 to 39.
It was 0 ppm, and the [C] after the treatment was evaluated by the decarburization rate constant obtained by the equation (3) and the reached carbon concentration in the range of 10 to 30 ppm. Table 1 of the examples shows the ratio (A) of the bubble active area defined by the equation (4) to the total surface area of molten steel by changing the gas injection position by using immersion tanks of various sizes, and It is an experimental result which changed the ratio (B) of the bubble active area and vacuum surface area defined by Formula (5).
【００１９】[0019]
【表１】 [Table 1]
【００２０】実施例の表２は、（４）式で定義した気泡
活性面積と全溶鋼表面積の比（Ａ）、（５）式で定義し
た気泡活性面積と真空表面積の比（Ｂ）一定範囲とし、
気泡分散領域の体積と全溶鋼体積の比を変化させたもの
である。In Table 2 of the examples, the ratio (A) of the bubble active area defined by the formula (4) to the total molten steel surface area (A) and the ratio of the bubble active area defined by the formula (5) to the vacuum surface area (B) are in a certain range. age,
The ratio of the volume of the bubble dispersion region to the total molten steel volume was changed.
【００２１】[0021]
【表２】 [Table 2]
【００２２】実施例の表３は、（４）式で定義した気泡
活性面積と全溶鋼表面積の比（Ａ）、（５）式で定義し
た気泡活性面積と真空表面積の比（Ｂ）を一定範囲と
し、インジェクションランスを用いることにより、ガス
吹き込み深さを種々変化させたものである。ここで、ス
プラッシュ発生状況は、○は発生が少なく問題のない状
態を意味し、×は発生が多く操業に支障がある状態を意
味する。In Table 3 of the examples, the ratio (A) of the cell active area defined by the equation (4) to the total molten steel surface area and the ratio (B) of the cell active area defined by the equation (5) and the vacuum surface area are constant. By setting the range and using the injection lance, the gas injection depth is variously changed. Here, the splash occurrence status means that there are few occurrences and there is no problem, and x means that there are many occurrences and the operation is hindered.
【００２３】[0023]
【表３】 [Table 3]
【００２４】実施例の表４は、（４）式で定義した気泡
活性面積と全溶鋼表面積の比（Ａ）、（５）式で定義し
た気泡活性面積と真空表面積の比（Ｂ）を一定範囲と
し、ガス吹き込み流量を種々変化させたものである。こ
こで、スプラッシュ発生状況は、○は発生が少なく問題
のない状態を意味し、×は発生が多く操業に支障がある
状態を意味をする。In Table 4 of the examples, the ratio (A) of the bubble active area defined by the formula (4) to the total molten steel surface area and the ratio (B) of the bubble active area defined by the formula (5) and the vacuum surface area are constant. The range is set and the gas flow rate is variously changed. Here, the splash occurrence status means that there are few occurrences and there is no problem, and x means that there are many occurrences and the operation is hindered.
【００２５】[0025]
【表４】 [Table 4]
【００２６】実施例の表５は、(４）式で定義した気泡
活性面積と全溶鋼表面積の比(Ａ）、（５）式で定義し
た気泡活性面積と真空表面積の比（Ｂ）を一定範囲と
し、ガスを浸漬槽壁面と取鍋底部から吹き込んだ実験結
果である。ここで、Ｈは真空面の浴深（ｍｍ)、Ｙは浸
漬管内面とガス吹き込み位置の鉛直投影線との間隔(ｍ
ｍ)、Ｑ1は取鍋底部から供給されるガス流量（Ｎｌ／
（ｍｉｎ・ｔｏｎ））、Ｑ2は浸漬管から供給されるガ
ス流量（Ｎｌ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ））である。In Table 5 of the examples, the ratio (A) of the bubble active area defined by the formula (4) to the total molten steel surface area and the ratio (B) of the bubble active area defined by the formula (5) and the vacuum surface area are constant. It is the result of an experiment in which gas is blown from the wall surface of the immersion tank and the bottom of the ladle. Here, H is the bath depth of the vacuum surface (mm), Y is the distance between the inner surface of the dip tube and the vertical projection line of the gas injection position (m
m), Q 1 is the flow rate of gas supplied from the bottom of the ladle (Nl /
(Min · ton)) and Q 2 are gas flow rates (Nl / (min · ton)) supplied from the immersion pipe.
【００２７】[0027]
【表５】 [Table 5]
【００２８】実施例の表６は、(４）式で定義した気泡
活性面積と全溶鋼表面積の比（Ａ）、（５）式で定義し
た気泡活性面積と真空表面積の比（Ｂ）を一定範囲と
し、３００Ｔｏｒｒまでの排気パターンを図１０に示し
たように種々変化させたものである。ここで、スプラッ
シュ発生状況は、○は発生が少なく問題のない状態を意
味し、×は発生が多く操業に支障がある状態を意味す
る。In Table 6 of the examples, the ratio (A) of the bubble active area defined by the formula (4) to the total molten steel surface area and the ratio (B) of the bubble active area defined by the formula (5) and the vacuum surface area are constant. The exhaust pattern up to 300 Torr is variously changed as shown in FIG. Here, the splash occurrence status means that there are few occurrences and there is no problem, and x means that there are many occurrences and the operation is hindered.
【００２９】[0029]
【表６】 [Table 6]
【００３０】実施例の表７は、（４）式で定義した気泡
活性面積と全溶鋼表面積の比（Ａ）、（５）式で定義し
た気泡活性面積と真空表面積の比（Ｂ）を一定範囲と
し、脱炭処理終了後に真空度を低下させ、浸漬管内溶鋼
面と浸漬管下端との距離を種々変化させたものである。In Table 7 of the examples, the ratio (A) of the bubble active area defined by the formula (4) to the total molten steel surface area and the ratio (B) of the bubble active area defined by the formula (5) and the vacuum surface area are constant. Within the range, the degree of vacuum is lowered after the decarburization treatment is completed, and the distance between the molten steel surface in the immersion pipe and the lower end of the immersion pipe is variously changed.
【００３１】[0031]
【表７】 [Table 7]
【００３２】[0032]
【発明の効果】本発明を用いることにより、激しいスプ
ラッシュの発生、耐火物損耗、清浄度の低下という問題
を起こすことなく、しかも、短時間処理で極低炭素領域
まで脱炭速度を低下させずに効率的な精錬が可能となっ
た。EFFECTS OF THE INVENTION By using the present invention, problems such as severe splash, wear of refractory and deterioration of cleanliness are not caused, and decarburization rate is not lowered to an extremely low carbon region in a short time treatment. It enabled efficient refining.
【図１】小型溶解炉実験による脱炭速度定数とガス導入
用パイプ浸漬深さの関係を示す図、図中の（ａ），
（ｂ），（ｃ）は図２の（ａ），（ｂ），（ｃ）に対応
する。FIG. 1 is a diagram showing a relationship between a decarburization rate constant and a gas introduction pipe immersion depth in a small melting furnace experiment, (a) in the figure,
(B) and (c) correspond to (a), (b) and (c) of FIG.
【図２】小型実験方法を示した略図、FIG. 2 is a schematic diagram showing a small-scale experimental method,
【図３】図１に示した小型溶解炉実験の結果を、脱炭速
度定数と気泡活性面積との関係で整理した図、FIG. 3 is a diagram in which the results of the small melting furnace experiment shown in FIG. 1 are arranged in terms of the relationship between decarburization rate constant and bubble activation area,
【図４】図５に示した実機規模試験における、脱炭速度
と処理時間の関係に対する気泡活性面積と全溶鋼表面積
の比の影響、及び、気泡活性面積と真空下表面積の比の
影響を示した図、FIG. 4 shows the effect of the ratio of the bubble active area to the total surface area of molten steel and the effect of the ratio of the bubble active area to the surface area under vacuum in the relationship between the decarburization rate and the treatment time in the full-scale test shown in FIG. Figure,
【図５】本発明の実施形態例を示した図、（イ）は真空
下表面、（ロ）は非真空下溶鋼表面、（ハ）は気泡活性
面を表す。FIG. 5 is a view showing an embodiment of the present invention, (a) shows a surface under vacuum, (b) shows a molten steel surface under non-vacuum, and (c) shows a bubble activated surface.
【図６】実機規模試験における、脱炭速度定数に対する
気泡活性面積と全溶鋼表面積の比の影響を示した図、FIG. 6 is a diagram showing an effect of a ratio of a bubble active area and a total molten steel surface area on a decarburization rate constant in an actual-scale test,
【図７】実機規模試験における、脱炭速度定数に対する
気泡活性面積と真空下表面積の比の影響を示した図、FIG. 7 is a diagram showing an effect of a ratio of a bubble active area and a surface area under vacuum on a decarburization rate constant in an actual-scale test,
【図８】実機規模試験における、気泡分散領域体積と脱
炭速度定数の関係を示した図、FIG. 8 is a diagram showing a relationship between a bubble dispersion region volume and a decarburization rate constant in an actual-scale test,
【図９】実機規模試験における、脱炭速度定数、及び、
スプラッシュ発生挙動に対する撹拌用ガス流量の影響を
示した図、FIG. 9 is a decarburization rate constant in an actual-scale test, and
A diagram showing the effect of the stirring gas flow rate on the splash generation behavior,
【図１０】実機規模試験における、脱炭速度定数に対す
る、取鍋底部からの吹き込みガス流量（Ｑ1）、及び、
浸漬槽壁面からのガス流量（Ｑ2）の影響を示した図、FIG. 10 is a blown gas flow rate (Q 1 ) from the bottom of the ladle with respect to the decarburization rate constant in an actual-scale test, and
Diagram showing the effect of gas flow rate (Q 2 ) from the wall of the immersion tank,
【図１１】実機規模試験における、炭素濃度と真空度の
関係を示した図である。FIG. 11 is a diagram showing the relationship between the carbon concentration and the degree of vacuum in an actual-scale test.
１ 溶解炉 ２ ガス導入用パイプ ３ 耐火物製円管 ４ 溶鋼 ５ 吹き込まれたガス気泡 ６ 浸漬管 ７ 取鍋 ８ 多孔質煉瓦。 特許出願人 新日本製鐵株式会社代理人 弁理士
椎 名 彊DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Melting furnace 2 Gas introduction pipe 3 Refractory circular pipe 4 Molten steel 5 Gas bubbles blown 6 Immersion pipe 7 Ladle 8 Porous brick. Patent applicant New Nippon Steel Co., Ltd. agent Patent attorney
Shiina Akira
─────────────────────────────────────────────────────
─────────────────────────────────────────────────── ───
【手続補正書】[Procedure amendment]
【提出日】平成５年８月１６日[Submission date] August 16, 1993
【手続補正１】[Procedure Amendment 1]
【補正対象書類名】明細書[Document name to be amended] Statement
【補正対象項目名】図１０[Name of item to be corrected] Fig. 10
【補正方法】変更[Correction method] Change
【補正内容】[Correction content]
【図１０】実機規模試験における炭素濃度と真空度の関
係を示した図である。 FIG. 10 shows the relationship between the carbon concentration and the degree of vacuum in an actual-scale test .
It is the figure which showed the person in charge.
【手続補正２】[Procedure Amendment 2]
【補正対象書類名】明細書[Document name to be amended] Statement
【補正対象項目名】図１１[Name of item to be corrected] Figure 11
【補正方法】削除[Correction method] Delete
Claims (7)
し、取鍋内径の３０〜８０％の大径の直胴形状の容器を
溶鋼内に浸漬するとともに、該直胴形状浸漬管内を減圧
し、且つ、浸漬管内真空面の浴深（Ｈ）の０．５Ｈより
も深い位置からガス体を供給してガス体による気泡活性
面の形成とガスリフトによる溶鋼循環を併用することに
より、溶鋼中のＣを１０ｐｐｍ以下とすることを特徴と
する溶鋼の真空精錬方法1. A straight barrel-shaped container having a large diameter of 30 to 80% of the inner diameter of the ladle with respect to the molten steel in the ladle discharged from the refining furnace is immersed in the molten steel, and By decompressing the gas, and supplying a gas body from a position deeper than 0.5H of the bath depth (H) of the vacuum surface in the immersion pipe to form the bubble active surface by the gas body and the molten steel circulation by the gas lift together, Vacuum refining method for molten steel, characterized in that C in molten steel is 10 ppm or less
の浸漬管を溶鋼内に浸漬し、該浸漬管内にガス体を供給
して、気泡活性面が全溶鋼表面の１０％以上であり、且
つ、浸漬管内に形成される真空表面の１５〜９５％とす
ることを特徴とする溶鋼の真空精錬方法。2. A large-diameter immersion pipe is immersed in molten steel in a ladle that has been tapped from a refining furnace, and a gas body is supplied into the immersion pipe so that the bubble activation surface is 10% of the entire molten steel surface. It is above, and it is 15 to 95% of the vacuum surface formed in the immersion pipe, The vacuum refining method of the molten steel characterized by the above-mentioned.
の浸漬管を溶鋼内に浸漬し、該浸漬管内にガス体を供給
して、気泡活性面が全溶鋼表面の１０％以上であり、且
つ、浸漬管内に形成される真空表面の１５〜９５％にす
るとともに、気泡分散領域の体積が全溶鋼体積の４％以
上とすることを特徴とする溶鋼の真空精錬方法。3. A large diameter immersion pipe is immersed in the molten steel in the ladle that has been tapped from the refining furnace, and a gas body is supplied into the immersion pipe so that the bubble activation surface is 10% of the total molten steel surface. The above is the vacuum refining method for molten steel, which is 15 to 95% of the vacuum surface formed in the dip tube and the volume of the bubble dispersion region is 4% or more of the total molten steel volume.
ｍｉｎ・ｔｏｎとして気泡活性面の形成とガスリフトに
よる溶鋼循環を併用することを特徴とする請求項１〜３
記載の溶鋼の真空精錬方法。4. The gas body supplied is 0.6 to 15 Nl /
4. The formation of a bubble active surface and the circulation of molten steel by gas lift are used together as min · ton.
A method for vacuum refining molten steel as described.
形状浸漬管から吹き込むとともに、浸漬管内真空面の浴
深（Ｈ）、浸漬管内面とガス吹き込み位置の鉛直投影線
との間隔（Ｙ）との関係において、Ｙ０．０８Ｈ〜０．
２Ｈとし、取鍋底部から供給されるガス流量Ｑ1（Ｎl／
ｍｉｎ・ｔｏｎ）、および浸漬管から供給されるガス流
量Ｑ2（Ｎl／ｍｉｎ・ｔｏｎ）をＱ1×Ｑ2*1を０．５〜
６（たゞし*1は1/3乗）とすることを特徴とする請求項
１〜３記載の溶鋼の真空精錬方法。5. The gas body supplied is blown from the bottom of the ladle and the straight barrel-shaped dip tube, and the bath depth (H) of the vacuum surface in the dip tube and the distance between the inner surface of the dip tube and the vertical projection line of the gas injection position ( Y) in relation to Y0.08H-0.
2H, the flow rate of gas supplied from the bottom of the ladle Q 1 (Nl /
min · ton), and the gas flow rate Q 2 (Nl / min · ton) supplied from the dipping tube, Q 1 × Q 2 * 1 is 0.5 to
6. The method for vacuum refining molten steel according to claim 1, wherein the ratio is 6 (Taishi * 1 is 1/3 power).
して処理する際に、真空度が３００Ｔｏｒｒ以上の範囲
で、炭素濃度（Ｃ；ｐｐｍ）に応じて、真空度（Ｐ；Ｔ
ｏｒｒ）を、ｌｏｇ（Ｃ／Ｐ*2）が０．７〜１．１（た
ゞし*2は1/2乗）の範囲で調節することを特徴とする請
求項１〜３記載の溶鋼の真空精錬方法。6. A vacuum degree (P; T) corresponding to a carbon concentration (C; ppm) within a range of a vacuum degree of 300 Torr or more when a gas is supplied by decompressing the inside of a straight body type immersion pipe.
4. Molten steel according to claims 1 to 3, characterized in that log (C / P * 2 ) is adjusted in the range of 0.7 to 1.1 (tau * 2 is 1/2 power). Vacuum refining method.
管内溶鋼内面と浸漬管下端との距離を１０００ｍｍ〜２
００ｍｍとし、適宜時間保持することを特徴とする請求
項１〜３記載の溶鋼の真空精錬方法。7. After completion of the decarburization treatment, the degree of vacuum is lowered to reduce the distance between the inner surface of the molten steel in the dip pipe and the lower end of the dip pipe from 1000 mm to 2
The method for vacuum refining molten steel according to any one of claims 1 to 3, wherein the method is set to 00 mm and held for an appropriate time.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3146540A JP2648769B2 (en) | 1991-05-23 | 1991-05-23 | Vacuum refining method for molten steel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3146540A JP2648769B2 (en) | 1991-05-23 | 1991-05-23 | Vacuum refining method for molten steel |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH06116624A true JPH06116624A (en) | 1994-04-26 |
| JP2648769B2 JP2648769B2 (en) | 1997-09-03 |
Family
ID=15409964
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3146540A Expired - Fee Related JP2648769B2 (en) | 1991-05-23 | 1991-05-23 | Vacuum refining method for molten steel |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2648769B2 (en) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2014058708A (en) * | 2012-09-14 | 2014-04-03 | Kobe Steel Ltd | Refining treatment method |
| CN115369207A (en) * | 2022-09-06 | 2022-11-22 | 重庆钢铁股份有限公司 | Method for controlling nitrogen content of non-vacuum smelting plate blank |
Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5252110A (en) * | 1975-10-24 | 1977-04-26 | Nippon Steel Corp | Equipment for refining molten metal outside furnace |
| JPS5919967A (en) * | 1982-07-26 | 1984-02-01 | Fujitsu Ltd | Direct recording device |
| JPH0192314A (en) * | 1987-10-02 | 1989-04-11 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Ladle refining method |
| JPH02133510A (en) * | 1988-11-14 | 1990-05-22 | Nippon Steel Corp | Vacuum treating apparatus |
-
1991
- 1991-05-23 JP JP3146540A patent/JP2648769B2/en not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5252110A (en) * | 1975-10-24 | 1977-04-26 | Nippon Steel Corp | Equipment for refining molten metal outside furnace |
| JPS5919967A (en) * | 1982-07-26 | 1984-02-01 | Fujitsu Ltd | Direct recording device |
| JPH0192314A (en) * | 1987-10-02 | 1989-04-11 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Ladle refining method |
| JPH02133510A (en) * | 1988-11-14 | 1990-05-22 | Nippon Steel Corp | Vacuum treating apparatus |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2014058708A (en) * | 2012-09-14 | 2014-04-03 | Kobe Steel Ltd | Refining treatment method |
| CN115369207A (en) * | 2022-09-06 | 2022-11-22 | 重庆钢铁股份有限公司 | Method for controlling nitrogen content of non-vacuum smelting plate blank |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2648769B2 (en) | 1997-09-03 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JPH06116624A (en) | Method for vacuum-refining molten steel | |
| JP2582316B2 (en) | Melting method of low carbon steel using vacuum refining furnace | |
| JPH11315315A (en) | Metallurgical reaction apparatus for treating molten metal under reduced pressure | |
| JP2915631B2 (en) | Vacuum refining of molten steel in ladle | |
| JP3377325B2 (en) | Melting method of high cleanness ultra low carbon steel | |
| JPH05214430A (en) | Method for vacuum-refining molten steel | |
| JP2808197B2 (en) | Vacuum refining of molten steel using large diameter immersion tube | |
| JP2648769C (en) | ||
| JP3124416B2 (en) | Vacuum refining method of molten steel by gas injection | |
| JPH0754034A (en) | Production of ultralow carbon steel | |
| JP2002180124A (en) | Method for refining molten metal | |
| JPH0649528A (en) | Vacuum decarburization refining method of extra-low carbon steel | |
| JP6790796B2 (en) | Vacuum degassing equipment | |
| JP2978045B2 (en) | Vacuum refining method for molten steel with high decarburization characteristics | |
| JPH05311227A (en) | Reduced pressure-vacuum degassing refining method for molten metal | |
| JPH08109410A (en) | Finish decarburization refining of stainless steel | |
| JP3720984B2 (en) | Highly efficient vacuum refining method | |
| JPH03134115A (en) | Method and apparatus for producing highly clean and extremely low carbon steel | |
| JPH05339624A (en) | Smelting method for dead soft steel by circular column type ladle degassing device | |
| JPH0741834A (en) | Method for vacuum-refining molten steel having high circulating flow characteristic | |
| JP3290794B2 (en) | Molten steel refining method under reduced pressure | |
| JPH1060518A (en) | Production of high cleanliness molten steel | |
| JPH02197515A (en) | Smelting method for dead soft steel having high cleanness | |
| JPH0681024A (en) | Method for melting dead-soft steel of high cleanness and apparatus therefor | |
| JP3070416B2 (en) | Vacuum degassing method for molten steel |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 19970311 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080516 Year of fee payment: 11 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20090516 Year of fee payment: 12 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100516 Year of fee payment: 13 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20100516 Year of fee payment: 13 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20110516 Year of fee payment: 14 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |