JPH07331315A - 極低炭素鋼の転炉精錬方法 - Google Patents
極低炭素鋼の転炉精錬方法Info
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- JPH07331315A JPH07331315A JP12158794A JP12158794A JPH07331315A JP H07331315 A JPH07331315 A JP H07331315A JP 12158794 A JP12158794 A JP 12158794A JP 12158794 A JP12158794 A JP 12158794A JP H07331315 A JPH07331315 A JP H07331315A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 本発明は、炭素濃度が０．００２％まで、低
い酸素濃度を維持しつつ脱炭できる効率的精錬方法を提
供するものである。 【構成】 上底吹き転炉を用いた精錬方法において、溶
鋼の炭素濃度が０．０５％以下０．００２％以上の領域
で、溶鋼重量当りの酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ
・ｔｏｎ））、均一混合時間τ（Ｓ）、溶鋼炭素濃度Ｃ
（重量％）、鋼浴深さＬ0 （ｍ）と上吹きガスによるキ
ャビティー深さＬ（ｍ）により表される、ｌｏｇ［｛Ｆ
／（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値を１．５以
上３以下に制御することを特徴とする極低炭素鋼の転炉
精錬方法。及び、上記精錬方法において、上吹き火点面
積Ａ（ｍ2 ）と前記酸素供給速度Ｆにより表されるＦ／
Ａなる指標を０．２以上０．４５以下とすることを特徴
とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
い酸素濃度を維持しつつ脱炭できる効率的精錬方法を提
供するものである。 【構成】 上底吹き転炉を用いた精錬方法において、溶
鋼の炭素濃度が０．０５％以下０．００２％以上の領域
で、溶鋼重量当りの酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ
・ｔｏｎ））、均一混合時間τ（Ｓ）、溶鋼炭素濃度Ｃ
（重量％）、鋼浴深さＬ0 （ｍ）と上吹きガスによるキ
ャビティー深さＬ（ｍ）により表される、ｌｏｇ［｛Ｆ
／（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値を１．５以
上３以下に制御することを特徴とする極低炭素鋼の転炉
精錬方法。及び、上記精錬方法において、上吹き火点面
積Ａ（ｍ2 ）と前記酸素供給速度Ｆにより表されるＦ／
Ａなる指標を０．２以上０．４５以下とすることを特徴
とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、上底吹き転炉を用いた
極低炭素鋼の脱炭精錬方法に関するものである。
極低炭素鋼の脱炭精錬方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】従来、極低炭素鋼の溶製にはＲＨやＤＨ
の如き真空精錬装置が用いられているが、設備費用が高
価な上に、真空処理を施すことにより転炉の出鋼温度が
上昇し、耐火物溶損が増大するという問題があった。ま
た、転炉で極低炭素領域まで脱炭した場合には、スラグ
中の鉄酸化物濃度や鋼中酸素濃度が上昇し、歩留りの低
下や脱酸剤使用量の増加を引き起こすため、精錬コスト
の大幅な増加を招くという問題があった。
の如き真空精錬装置が用いられているが、設備費用が高
価な上に、真空処理を施すことにより転炉の出鋼温度が
上昇し、耐火物溶損が増大するという問題があった。ま
た、転炉で極低炭素領域まで脱炭した場合には、スラグ
中の鉄酸化物濃度や鋼中酸素濃度が上昇し、歩留りの低
下や脱酸剤使用量の増加を引き起こすため、精錬コスト
の大幅な増加を招くという問題があった。
【０００３】これに対して、特開昭６０−１３１９０８
号公報や特開昭６０−６３３０７号公報では、極低炭素
域で上吹き酸素ガスにＡｒに代表される不活性ガスを混
合する技術が開示されている。しかし、この方法では多
量のＡｒガスが必要となるために、ガスコストが大幅に
増加するという問題がある。また、特開昭５６−９３１
３号公報や特開昭５７−６３６１６号公報では、底吹き
ガスにＡｒに代表される不活性ガスを用いる方法が開示
されているが、この方法にはＡｒガスコストが増加する
上に、羽口の寿命低下が避けられないという問題があ
る。
号公報や特開昭６０−６３３０７号公報では、極低炭素
域で上吹き酸素ガスにＡｒに代表される不活性ガスを混
合する技術が開示されている。しかし、この方法では多
量のＡｒガスが必要となるために、ガスコストが大幅に
増加するという問題がある。また、特開昭５６−９３１
３号公報や特開昭５７−６３６１６号公報では、底吹き
ガスにＡｒに代表される不活性ガスを用いる方法が開示
されているが、この方法にはＡｒガスコストが増加する
上に、羽口の寿命低下が避けられないという問題があ
る。
【０００４】一方、鉄と鋼，第６８巻（１９８２），１
９４６ページ以降によれば、上底吹き転炉における、ス
ラグ中の鉄酸化物濃度や鋼中酸素濃度は、溶鋼重量当り
の酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ））、均
一混合時間τ（Ｓ），炭素濃度Ｃ（重量％）によりＦ／
（Ｃ／τ）なる式で構成されるＢＯＣという指標で表さ
れるという研究結果が報告されている。しかし、この指
標に基づいて、極低炭素鋼を精錬する方法を計算する
と、炭素濃度の低下に伴い、酸素供給速度や均一混合時
間を大幅に変化させる必要があり現実的ではない。つま
り、例えば炭素濃度を０．０３％から０．００３％へ低
下した場合には、送酸速度は１／１０に低下させる必要
があるが、ガスジェットの法則から見ても、同一サイズ
のラバールノズルで流量を１０倍変化させ得るものはな
い。
９４６ページ以降によれば、上底吹き転炉における、ス
ラグ中の鉄酸化物濃度や鋼中酸素濃度は、溶鋼重量当り
の酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ・ｔｏｎ））、均
一混合時間τ（Ｓ），炭素濃度Ｃ（重量％）によりＦ／
（Ｃ／τ）なる式で構成されるＢＯＣという指標で表さ
れるという研究結果が報告されている。しかし、この指
標に基づいて、極低炭素鋼を精錬する方法を計算する
と、炭素濃度の低下に伴い、酸素供給速度や均一混合時
間を大幅に変化させる必要があり現実的ではない。つま
り、例えば炭素濃度を０．０３％から０．００３％へ低
下した場合には、送酸速度は１／１０に低下させる必要
があるが、ガスジェットの法則から見ても、同一サイズ
のラバールノズルで流量を１０倍変化させ得るものはな
い。
【０００５】さらに、転炉精錬においては、上吹きガス
による攪拌を表す指標として、鉄と鋼，第４７巻（１９
６１），１６５ページ以降に記載されているＬ／Ｌ
0 （Ｌ0は鋼浴深さ、Ｌは上吹きガスによるキャビティ
ー深さ）という値が用いられている。しかし、この値は
専ら転炉吹錬中の脱燐反応の制御、あるいは中炭素域で
の脱炭速度の制御に用いられており、極低炭素域での脱
炭反応の制御に用いられた例はない。
による攪拌を表す指標として、鉄と鋼，第４７巻（１９
６１），１６５ページ以降に記載されているＬ／Ｌ
0 （Ｌ0は鋼浴深さ、Ｌは上吹きガスによるキャビティ
ー深さ）という値が用いられている。しかし、この値は
専ら転炉吹錬中の脱燐反応の制御、あるいは中炭素域で
の脱炭速度の制御に用いられており、極低炭素域での脱
炭反応の制御に用いられた例はない。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、極低炭素鋼
の溶製に際し、特開昭６０−１３１９０８号公報や特開
昭６０−６３３０７号公報に開示された技術における、
多量のＡｒガスが必要となりガスコストが大幅に増加す
るという問題や、特開昭５６−９３１３号公報や特開昭
５７−６３６１６号公報に開示された技術における、Ａ
ｒガスコストが増加する上に、羽口の寿命低下が避けら
れないという問題、及び鉄と鋼，第６８巻（１９８
２），１９４６ページ以降に記載された研究結果におけ
る、炭素濃度の低下に伴い酸素供給速度や均一混合時間
を大幅に変化させる必要があり現実的ではないという問
題点を解決し得る極低炭素鋼の転炉精錬方法を提供する
ことを目的とする。
の溶製に際し、特開昭６０−１３１９０８号公報や特開
昭６０−６３３０７号公報に開示された技術における、
多量のＡｒガスが必要となりガスコストが大幅に増加す
るという問題や、特開昭５６−９３１３号公報や特開昭
５７−６３６１６号公報に開示された技術における、Ａ
ｒガスコストが増加する上に、羽口の寿命低下が避けら
れないという問題、及び鉄と鋼，第６８巻（１９８
２），１９４６ページ以降に記載された研究結果におけ
る、炭素濃度の低下に伴い酸素供給速度や均一混合時間
を大幅に変化させる必要があり現実的ではないという問
題点を解決し得る極低炭素鋼の転炉精錬方法を提供する
ことを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、転炉での
極低炭素鋼の溶製に対しては、先に述べた従来技術であ
る、溶鋼重量当りの酸素供給速度、均一混合時間、炭素
濃度により決まる指標であるＢＯＣに、上吹きガスの鋼
浴面への衝突エネルギーを考慮することにより、炭素濃
度が低下した場合にも大幅には吹錬条件を変化させずと
も効率的に脱炭できることを明らかにした。
極低炭素鋼の溶製に対しては、先に述べた従来技術であ
る、溶鋼重量当りの酸素供給速度、均一混合時間、炭素
濃度により決まる指標であるＢＯＣに、上吹きガスの鋼
浴面への衝突エネルギーを考慮することにより、炭素濃
度が低下した場合にも大幅には吹錬条件を変化させずと
も効率的に脱炭できることを明らかにした。
【０００８】本発明はこの知見に基づきなされたもので
あり、その要旨とするところは下記のとおりである。 （１）上吹きランスより酸素ガスを吹付けるとともに、
鋼浴をガス攪拌する転炉精錬方法において、溶鋼の炭素
濃度が０．０５％以下０．００２％以上の領域で、溶鋼
重量当りの酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ・ｔｏ
ｎ））、均一混合時間τ（Ｓ）、溶鋼炭素濃度Ｃ（重量
％）、鋼浴深さＬ0 （ｍ）と上吹きガスによるキャビテ
ィー深さＬ（ｍ）により表される、ｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ
／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値が１．５以上３以
下になるように上吹きランスのノズル径及び／又はノズ
ル個数及び／又はノズル形状、酸素供給速度、ランス湯
面間距離及び底吹きガス流量の１種又は２種以上を調整
することを特徴とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
あり、その要旨とするところは下記のとおりである。 （１）上吹きランスより酸素ガスを吹付けるとともに、
鋼浴をガス攪拌する転炉精錬方法において、溶鋼の炭素
濃度が０．０５％以下０．００２％以上の領域で、溶鋼
重量当りの酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ・ｔｏ
ｎ））、均一混合時間τ（Ｓ）、溶鋼炭素濃度Ｃ（重量
％）、鋼浴深さＬ0 （ｍ）と上吹きガスによるキャビテ
ィー深さＬ（ｍ）により表される、ｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ
／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値が１．５以上３以
下になるように上吹きランスのノズル径及び／又はノズ
ル個数及び／又はノズル形状、酸素供給速度、ランス湯
面間距離及び底吹きガス流量の１種又は２種以上を調整
することを特徴とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
【０００９】（２）前項１記載の極低炭素鋼の転炉精錬
方法において、上吹き火点面積Ａ（ｍ2 ）と酸素供給速
度Ｆにより表されるＦ／Ａなる指標が０．２以上０．４
５以下となるように、上吹きランスのノズル径及び／又
はノズル個数及び／又はノズル形状、酸素供給速度及び
ランス湯面間距離の１種又は２種以上を調整することを
特徴とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
方法において、上吹き火点面積Ａ（ｍ2 ）と酸素供給速
度Ｆにより表されるＦ／Ａなる指標が０．２以上０．４
５以下となるように、上吹きランスのノズル径及び／又
はノズル個数及び／又はノズル形状、酸素供給速度及び
ランス湯面間距離の１種又は２種以上を調整することを
特徴とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
【００１０】ここで、均一混合時間τ（Ｓ）は、精錬炉
直径をＬ（ｍ）、浴深をＨ（ｍ）とすると次式で計算で
きる。 τ＝１００｛（Ｌ2 ／Ｈ）2 ／ε｝0.337 上式中のεは攪拌エネルギー密度であり、底吹きガス流
量Ｑ（Ｎｍ3 ／ｓ）、温度Ｔ（Ｋ）、溶鋼量Ｗ（ｔｏ
ｎ）、底吹き羽口位置の静圧Ｐ（Ｐａ）、大気圧Ｐ
0 （Ｐａ）とすると次式で表される。
直径をＬ（ｍ）、浴深をＨ（ｍ）とすると次式で計算で
きる。 τ＝１００｛（Ｌ2 ／Ｈ）2 ／ε｝0.337 上式中のεは攪拌エネルギー密度であり、底吹きガス流
量Ｑ（Ｎｍ3 ／ｓ）、温度Ｔ（Ｋ）、溶鋼量Ｗ（ｔｏ
ｎ）、底吹き羽口位置の静圧Ｐ（Ｐａ）、大気圧Ｐ
0 （Ｐａ）とすると次式で表される。
【００１１】ε＝（３１７／Ｗ）×Ｑ×Ｔ×｛ｌｎ（Ｐ
／Ｐ0 ）＋０．０６（１−２９８／Ｔ）｝ また、上吹きガスによるキャビティー深さＬ（ｍ）はノ
ズル径ｄ（ｍｍ）、ランスと鋼浴面間の距離ｈ（ｍ
ｍ）、ノズル個数ｎとすると次式で計算される。 Ｌ＝｛Ｌh ×ｅｘｐ（−０．７８×ｈ／Ｌh ）｝／１０
０ Ｌh ＝６３×（Ｆ×Ｗ×６０／（ｎ×ｄ））2/3 さらに、上吹きガスによる火点面積Ａは、ランスノズル
からの噴流が片側１２度の広がりを持つ円錐状であると
した場合の、この円錐の溶鋼面による切断面面積として
計算される。
／Ｐ0 ）＋０．０６（１−２９８／Ｔ）｝ また、上吹きガスによるキャビティー深さＬ（ｍ）はノ
ズル径ｄ（ｍｍ）、ランスと鋼浴面間の距離ｈ（ｍ
ｍ）、ノズル個数ｎとすると次式で計算される。 Ｌ＝｛Ｌh ×ｅｘｐ（−０．７８×ｈ／Ｌh ）｝／１０
０ Ｌh ＝６３×（Ｆ×Ｗ×６０／（ｎ×ｄ））2/3 さらに、上吹きガスによる火点面積Ａは、ランスノズル
からの噴流が片側１２度の広がりを持つ円錐状であると
した場合の、この円錐の溶鋼面による切断面面積として
計算される。
【００１２】ここで、極低炭素鋼とは、炭素濃度が０．
０５％以下の鋼と定義する。また、以下の説明で低炭素
域とは、炭素濃度が０．５％以下の領域と定義する。
０５％以下の鋼と定義する。また、以下の説明で低炭素
域とは、炭素濃度が０．５％以下の領域と定義する。
【００１３】
【作用】本発明は、転炉での極低炭素鋼の溶製に対して
は、炭素濃度の低下に応じて、単に、溶鋼重量当りの酸
素供給速度を低下し、攪拌を強化して均一混合時間を低
下させるのみではなく、上吹きガスの鋼浴面への衝突エ
ネルギーを高く維持し高温の火点を安定して形成させる
ことが重要であるという事実の発見に基づく。
は、炭素濃度の低下に応じて、単に、溶鋼重量当りの酸
素供給速度を低下し、攪拌を強化して均一混合時間を低
下させるのみではなく、上吹きガスの鋼浴面への衝突エ
ネルギーを高く維持し高温の火点を安定して形成させる
ことが重要であるという事実の発見に基づく。
【００１４】図１は本発明の基本となる実験結果であ
る。これは、不活性ガスを底吹きし、酸素ガスを上吹き
できる小型溶解炉を用いて、上吹きランスに設置した光
ファイバーで酸素ガスが鋼浴と接触した鋼浴表面部分
（火点）の温度を測定したものである。これより、火点
が高温の場合には極低炭素領域までスラグ中の酸化鉄濃
度が上昇することなく脱炭させうるのに対して、火点温
度が低下した場合には極低炭素領域でスラグ中の酸化鉄
濃度が大幅に上昇している。つまり、同一の送酸速度、
混合条件であっても、極低炭素域での酸化鉄の生成には
火点温度が極めて重要な因子であることを示している。
る。これは、不活性ガスを底吹きし、酸素ガスを上吹き
できる小型溶解炉を用いて、上吹きランスに設置した光
ファイバーで酸素ガスが鋼浴と接触した鋼浴表面部分
（火点）の温度を測定したものである。これより、火点
が高温の場合には極低炭素領域までスラグ中の酸化鉄濃
度が上昇することなく脱炭させうるのに対して、火点温
度が低下した場合には極低炭素領域でスラグ中の酸化鉄
濃度が大幅に上昇している。つまり、同一の送酸速度、
混合条件であっても、極低炭素域での酸化鉄の生成には
火点温度が極めて重要な因子であることを示している。
【００１５】低炭素域での上吹き酸素による脱炭機構
は、火点で酸化鉄が生成し、それが鋼浴の炭素により還
元されてＣＯガスとなると考えられる。しかし、極低炭
素域では、酸素ガスと平衡する炭素濃度が鋼浴の炭素濃
度と同程度となるため、一旦生成した酸化鉄のうち、脱
炭反応に使われる割合は極めて小さくなる。このため、
極低炭素域では、過剰な酸化鉄生成量を抑制するため上
吹き酸素供給速度を低下する場合には、大幅な流量変化
が必要となる。これに対して、火点温度が高ければ、酸
素ガスと平衡する炭素濃度が鋼浴の炭素濃度よりも充分
に低くなるため、一旦生成した酸化鉄は容易に還元さ
れ、効率的に脱炭反応が進行することになる。
は、火点で酸化鉄が生成し、それが鋼浴の炭素により還
元されてＣＯガスとなると考えられる。しかし、極低炭
素域では、酸素ガスと平衡する炭素濃度が鋼浴の炭素濃
度と同程度となるため、一旦生成した酸化鉄のうち、脱
炭反応に使われる割合は極めて小さくなる。このため、
極低炭素域では、過剰な酸化鉄生成量を抑制するため上
吹き酸素供給速度を低下する場合には、大幅な流量変化
が必要となる。これに対して、火点温度が高ければ、酸
素ガスと平衡する炭素濃度が鋼浴の炭素濃度よりも充分
に低くなるため、一旦生成した酸化鉄は容易に還元さ
れ、効率的に脱炭反応が進行することになる。
【００１６】極低炭素域で火点温度が低下する理由は明
かではなかったが、本発明者らによる詳細な検討によ
り、以下のことが明らかになった。 １）炭素が下がるほど脱炭反応量より酸化鉄量が増える
から発熱量が減る。この比率は送酸速度を低下させたり
底吹きガスによる攪拌力を上げても変わらないため、そ
れらの操作によっても火点温度は上がらない。
かではなかったが、本発明者らによる詳細な検討によ
り、以下のことが明らかになった。 １）炭素が下がるほど脱炭反応量より酸化鉄量が増える
から発熱量が減る。この比率は送酸速度を低下させたり
底吹きガスによる攪拌力を上げても変わらないため、そ
れらの操作によっても火点温度は上がらない。
【００１７】２）低炭素域で鉄の酸化を抑制するために
送酸速度を低下させた場合、酸素ジェットの湯面到達時
の運動エネルギーが弱くなるため火点近傍の攪拌が弱く
なり、酸化鉄の還元速度が遅れるため脱炭反応量が増え
ず、さらに火点温度が低下する。 ３）低炭素域では火点に生成した酸化鉄が酸素とメタル
の直接接触を妨げるため、酸素ガスの運動エネルギーが
酸化鉄皮膜で減衰し、さらに火点近傍の攪拌が弱くなり
火点温度が低下する。
送酸速度を低下させた場合、酸素ジェットの湯面到達時
の運動エネルギーが弱くなるため火点近傍の攪拌が弱く
なり、酸化鉄の還元速度が遅れるため脱炭反応量が増え
ず、さらに火点温度が低下する。 ３）低炭素域では火点に生成した酸化鉄が酸素とメタル
の直接接触を妨げるため、酸素ガスの運動エネルギーが
酸化鉄皮膜で減衰し、さらに火点近傍の攪拌が弱くなり
火点温度が低下する。
【００１８】したがって、火点温度を上げるためには、
極低炭素域でも酸素ジェットの湯面到達時の運動エネル
ギーを強く保つことが重要であり、このことは、火点近
傍の攪拌を強くするのみならず、酸化鉄皮膜を破ること
で直接に鋼浴と酸素ジェットを接触させることができる
という相乗効果がある。図２は、この最適条件を示した
実験結果である。横軸は、溶鋼重量当りの酸素供給速度
Ｆと均一混合時間τの比に、上吹きガスの鋼浴面への衝
突エネルギーを表す指標として鋼浴深さＬ0 と上吹きガ
スによるキャビティー深さＬの比を採り、また、溶鋼の
炭素濃度Ｃの１／２乗を分母にかけたパラメータで精錬
条件を示しているが、このｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ／
Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値を３以下に制御する
ことで、極低炭素域でも脱炭酸素効率が高いことを示し
ている。このパラメータで制御した場合には、炭素濃度
の低下に伴う精錬条件の変化、特に、上吹き酸素供給速
度の低下はＣ-1/2に比例するにすぎない。これは、例え
ばＣが０．０３％から０．００３％へ低下した場合も、
送酸速度は１／３に低下させるのみで良く、通常のラン
スでも充分に対応可能であり、さらにランス先端に設け
た円環状のスリットからガスを噴出させ、そのスリット
幅を変化させるような特殊なランスを用いればより容易
になる。該パラメータが３よりも大きい場合には、火点
の衝突エネルギーが低い上に、底吹き攪拌力による酸化
鉄還元速度よりも、上吹き酸素供給速度による酸化鉄生
成速度が相対的に大きいため、酸化鉄が多量に生成し脱
炭効率を悪化させる。また、該パラメータが１．５より
も小さい場合には、酸素ガスの火点への衝突エネルギー
が大きくなりすぎるため激しいスプラッシュの飛散を招
き、歩留りが低下したり、ランスへの地金付着等の操業
上の問題が生じるため、１．５以上３以下が適正範囲で
ある。この、ｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2
／τ）］なる値を上記の範囲とするためには、上吹きラ
ンスのノズル径及び／又はノズル個数及び／又はノズル
形状、上吹き酸素供給速度、ランスと湯面間の距離及び
底吹きガス流量の１種又は２種以上を調整することによ
り実現できる。
極低炭素域でも酸素ジェットの湯面到達時の運動エネル
ギーを強く保つことが重要であり、このことは、火点近
傍の攪拌を強くするのみならず、酸化鉄皮膜を破ること
で直接に鋼浴と酸素ジェットを接触させることができる
という相乗効果がある。図２は、この最適条件を示した
実験結果である。横軸は、溶鋼重量当りの酸素供給速度
Ｆと均一混合時間τの比に、上吹きガスの鋼浴面への衝
突エネルギーを表す指標として鋼浴深さＬ0 と上吹きガ
スによるキャビティー深さＬの比を採り、また、溶鋼の
炭素濃度Ｃの１／２乗を分母にかけたパラメータで精錬
条件を示しているが、このｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ／
Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値を３以下に制御する
ことで、極低炭素域でも脱炭酸素効率が高いことを示し
ている。このパラメータで制御した場合には、炭素濃度
の低下に伴う精錬条件の変化、特に、上吹き酸素供給速
度の低下はＣ-1/2に比例するにすぎない。これは、例え
ばＣが０．０３％から０．００３％へ低下した場合も、
送酸速度は１／３に低下させるのみで良く、通常のラン
スでも充分に対応可能であり、さらにランス先端に設け
た円環状のスリットからガスを噴出させ、そのスリット
幅を変化させるような特殊なランスを用いればより容易
になる。該パラメータが３よりも大きい場合には、火点
の衝突エネルギーが低い上に、底吹き攪拌力による酸化
鉄還元速度よりも、上吹き酸素供給速度による酸化鉄生
成速度が相対的に大きいため、酸化鉄が多量に生成し脱
炭効率を悪化させる。また、該パラメータが１．５より
も小さい場合には、酸素ガスの火点への衝突エネルギー
が大きくなりすぎるため激しいスプラッシュの飛散を招
き、歩留りが低下したり、ランスへの地金付着等の操業
上の問題が生じるため、１．５以上３以下が適正範囲で
ある。この、ｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2
／τ）］なる値を上記の範囲とするためには、上吹きラ
ンスのノズル径及び／又はノズル個数及び／又はノズル
形状、上吹き酸素供給速度、ランスと湯面間の距離及び
底吹きガス流量の１種又は２種以上を調整することによ
り実現できる。
【００１９】さらに、より効率を増すには、上記方法に
おいて、上吹き火点面積当りの酸素供給速度を０．２以
上０．４５以下とすることが効果的である。図３はこれ
を示す実験結果であるが、発熱サイトを集中し火点温度
を上げるため脱炭効率が極めて高くなっている。Ｆ／Ａ
が０．２よりも小さい場合には火点温度が上がらず脱炭
効率が低下し、０．４５よりも大きい場合には、単位面
積当りのガスの運動エネルギーが大きくなりすぎるた
め、激しいスプラッュの飛散を招き、０．２以上０．４
５以下が適正範囲である。Ｆ／Ａを上記の範囲とするた
めには、上吹きランスのノズル径及び／又はノズル個数
及び／又はノズル形状、上吹き酸素供給速度、ランスと
湯面間の距離の１種又は２種以上を調整することにより
実現できる。
おいて、上吹き火点面積当りの酸素供給速度を０．２以
上０．４５以下とすることが効果的である。図３はこれ
を示す実験結果であるが、発熱サイトを集中し火点温度
を上げるため脱炭効率が極めて高くなっている。Ｆ／Ａ
が０．２よりも小さい場合には火点温度が上がらず脱炭
効率が低下し、０．４５よりも大きい場合には、単位面
積当りのガスの運動エネルギーが大きくなりすぎるた
め、激しいスプラッュの飛散を招き、０．２以上０．４
５以下が適正範囲である。Ｆ／Ａを上記の範囲とするた
めには、上吹きランスのノズル径及び／又はノズル個数
及び／又はノズル形状、上吹き酸素供給速度、ランスと
湯面間の距離の１種又は２種以上を調整することにより
実現できる。
【００２０】尚、炭素濃度が０．０５％よりも高い場合
には、本発明を用いずともスラグ中の酸化鉄濃度が低い
状態の吹錬が可能であり、また、０．００２％よりも低
い場合には本発明を用いても脱炭速度が非常に遅くな
る。
には、本発明を用いずともスラグ中の酸化鉄濃度が低い
状態の吹錬が可能であり、また、０．００２％よりも低
い場合には本発明を用いても脱炭速度が非常に遅くな
る。
【００２１】
【実施例】実施例は１７５トン上底吹き転炉を用いた。
底吹きガスは酸素と羽口冷却用ガスの混合ガスを用い、
上吹きランスより、酸素ガス、あるいは、酸素ガスと不
活性の混合ガスを用いた。上吹きランスは、図４の
（Ａ）に図示した４個の円形のラバールノズルを設けた
円形多孔ランスか、図４の（Ｂ）に図示したランス先端
に設けた円環状のスリットからガスを噴出させ、そのス
リット幅を変化させることのできる円環状ランスを用い
た。尚、円環状ランスを用いた場合の上吹きガスによる
キャビティー深さＬ、火点面積Ａについては、噴流特性
調査結果に基づき、同一の開口断面積を有する円形２孔
ランスとして計算した。表１においてＩ期は炭素濃度が
０．０５〜０．０１％、ＩＩ期は０．００９〜０．００
２％の範囲を示し、ηは各領域での平均脱炭酸素効率で
ある。また、表中のパラメータαは、ｌｏｇ［｛Ｆ／
（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］に対応し、溶鋼炭素
濃度ＣはＩ期では０．０２％、ＩＩ期では０．００４％
として計算している。実験は酸素供給速度Ｆ、攪拌力
（均一混合時間τ）に加えて、ランスノズル径ｄ、ノズ
ル数ｎ、ランスと鋼浴面の間隔ｈを変化させた。
底吹きガスは酸素と羽口冷却用ガスの混合ガスを用い、
上吹きランスより、酸素ガス、あるいは、酸素ガスと不
活性の混合ガスを用いた。上吹きランスは、図４の
（Ａ）に図示した４個の円形のラバールノズルを設けた
円形多孔ランスか、図４の（Ｂ）に図示したランス先端
に設けた円環状のスリットからガスを噴出させ、そのス
リット幅を変化させることのできる円環状ランスを用い
た。尚、円環状ランスを用いた場合の上吹きガスによる
キャビティー深さＬ、火点面積Ａについては、噴流特性
調査結果に基づき、同一の開口断面積を有する円形２孔
ランスとして計算した。表１においてＩ期は炭素濃度が
０．０５〜０．０１％、ＩＩ期は０．００９〜０．００
２％の範囲を示し、ηは各領域での平均脱炭酸素効率で
ある。また、表中のパラメータαは、ｌｏｇ［｛Ｆ／
（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］に対応し、溶鋼炭素
濃度ＣはＩ期では０．０２％、ＩＩ期では０．００４％
として計算している。実験は酸素供給速度Ｆ、攪拌力
（均一混合時間τ）に加えて、ランスノズル径ｄ、ノズ
ル数ｎ、ランスと鋼浴面の間隔ｈを変化させた。
【００２２】また、実施例において、スプラッシュの項
の○印は少なく良好なこと、△印は発生量が多いこと、
×印は多量に発生し操業に支障を与える状態であること
を示す。また、評価の項の◎印は極めて良いこと、○印
は良いこと、×印は不良であることを示す。試験番号の
１から１５は本発明の実施例である。酸素供給速度Ｆ、
均一混合時間τ、ランス種類、ランスと鋼浴面の間隔ｈ
を種々変化させているが、いずれも、αが１．５から３
の範囲内にあるため、よい結果が得られている。試験番
号の１２と１３はαは適正範囲にあるもののＦ／Ａが
０．２よりも小さいため、ややηが低下した場合であ
る。試験番号の１４と１５はαは適正範囲になるものの
Ｆ／Ａが０．４５よりも大きいため、スプラッシュの発
生がやや多い場合である。一方、試験番号の１６〜１９
はαが本発明範囲をはずれた場合であるが、ηの大幅な
低下が認められる。
の○印は少なく良好なこと、△印は発生量が多いこと、
×印は多量に発生し操業に支障を与える状態であること
を示す。また、評価の項の◎印は極めて良いこと、○印
は良いこと、×印は不良であることを示す。試験番号の
１から１５は本発明の実施例である。酸素供給速度Ｆ、
均一混合時間τ、ランス種類、ランスと鋼浴面の間隔ｈ
を種々変化させているが、いずれも、αが１．５から３
の範囲内にあるため、よい結果が得られている。試験番
号の１２と１３はαは適正範囲にあるもののＦ／Ａが
０．２よりも小さいため、ややηが低下した場合であ
る。試験番号の１４と１５はαは適正範囲になるものの
Ｆ／Ａが０．４５よりも大きいため、スプラッシュの発
生がやや多い場合である。一方、試験番号の１６〜１９
はαが本発明範囲をはずれた場合であるが、ηの大幅な
低下が認められる。
【００２３】
【表１】
【００２４】
【発明の効果】本発明によれば、上底吹き転炉により、
多量のＡｒガスを用いることなく、また、炭素濃度の低
下に伴い酸素供給速度や均一混合時間を大幅に変化させ
ることなしに、極低炭素領域までの効率的な脱炭精錬が
可能となる。
多量のＡｒガスを用いることなく、また、炭素濃度の低
下に伴い酸素供給速度や均一混合時間を大幅に変化させ
ることなしに、極低炭素領域までの効率的な脱炭精錬が
可能となる。
【図１】炭素濃度とスラグ中酸化鉄濃度の関係に対する
火点温度の影響を示した実験結果を示す図である。
火点温度の影響を示した実験結果を示す図である。
【図２】脱炭酸素効率に対するｌｏｇ［｛Ｆ／（Ｌ／Ｌ
0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］の影響を示した実験結果を示
す図である。
0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］の影響を示した実験結果を示
す図である。
【図３】脱炭酸素効率に対するＦ／Ａの影響を示した実
験結果を示す図である。
験結果を示す図である。
【図４】実施例で用いた上吹きランス先端の形状を示す
横断面図である。
横断面図である。
Claims (2)
- 【請求項１】 上吹きランスより酸素ガスを吹付けると
ともに、鋼浴をガス攪拌する転炉精錬方法において、溶
鋼の炭素濃度が０．０５％以下０．００２％以上の領域
で、溶鋼重量当りの酸素供給速度Ｆ（Ｎｍ3 ／（ｍｉｎ
・ｔｏｎ））、均一混合時間τ（Ｓ）、溶鋼炭素濃度Ｃ
（重量％）、鋼浴深さＬ0 （ｍ）と上吹きガスによるキ
ャビティー深さＬ（ｍ）により表される、ｌｏｇ［｛Ｆ
／（Ｌ／Ｌ0 ）｝／（Ｃ1/2 ／τ）］なる値が１．５以
上３以下になるように上吹きランスのノズル径及び／又
はノズル個数及び／又はノズル形状、酸素供給速度、ラ
ンス湯面間距離及び底吹きガス流量の１種又は２種以上
を調整することを特徴とする極低炭素鋼の転炉精錬方
法。 - 【請求項２】 請求項１記載の極低炭素鋼の転炉精錬方
法において、上吹き火点面積Ａ（ｍ2 ）と酸素供給速度
Ｆにより表されるＦ／Ａなる指標が０．２以上０．４５
以下となるように、上吹きランスのノズル径及び／又は
ノズル個数及び／又はノズル形状、酸素供給速度及びラ
ンス湯面間距離の１種又は２種以上を調整することを特
徴とする極低炭素鋼の転炉精錬方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12158794A JPH07331315A (ja) | 1994-06-02 | 1994-06-02 | 極低炭素鋼の転炉精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP12158794A JPH07331315A (ja) | 1994-06-02 | 1994-06-02 | 極低炭素鋼の転炉精錬方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH07331315A true JPH07331315A (ja) | 1995-12-19 |
Family
ID=14814942
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP12158794A Withdrawn JPH07331315A (ja) | 1994-06-02 | 1994-06-02 | 極低炭素鋼の転炉精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH07331315A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH09171592A (ja) * | 1995-12-20 | 1997-06-30 | Kofu Nippon Denki Kk | 金銭登録機による自動車の燃費管理方法 |
| JP2009270136A (ja) * | 2008-05-01 | 2009-11-19 | Kobe Steel Ltd | 一般銑を用いた極低炭素鋼の転炉吹錬方法 |
| JP2015221931A (ja) * | 2014-05-23 | 2015-12-10 | 新日鐵住金株式会社 | 上吹きランスを用いた転炉精錬方法 |
-
1994
- 1994-06-02 JP JP12158794A patent/JPH07331315A/ja not_active Withdrawn
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH09171592A (ja) * | 1995-12-20 | 1997-06-30 | Kofu Nippon Denki Kk | 金銭登録機による自動車の燃費管理方法 |
| JP2009270136A (ja) * | 2008-05-01 | 2009-11-19 | Kobe Steel Ltd | 一般銑を用いた極低炭素鋼の転炉吹錬方法 |
| JP2015221931A (ja) * | 2014-05-23 | 2015-12-10 | 新日鐵住金株式会社 | 上吹きランスを用いた転炉精錬方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20010904 |