JPH08302419A - 溶鋼の精錬方法 - Google Patents
溶鋼の精錬方法Info
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- JPH08302419A JPH08302419A JP13260895A JP13260895A JPH08302419A JP H08302419 A JPH08302419 A JP H08302419A JP 13260895 A JP13260895 A JP 13260895A JP 13260895 A JP13260895 A JP 13260895A JP H08302419 A JPH08302419 A JP H08302419A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 高能力・高価な真空排気設備を不要とし、
［Ｏ］の制約も不要にしながら、必要な脱窒速度を得る
簡便かつ確実な溶鋼の精錬方法を提供することを目的と
する。 【構成】 溶鋼中窒素濃度が１ｐｐｍ〜２００ｐｐｍの
溶鋼を減圧下で脱窒する方法において、溶鋼表面に窒素
を含有しないガスを０．１〜１００ｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ
の範囲の量で吹き付ける。また特定の式に基づいて計算
される吹き込みガス量ＱB の窒素を含有しないガスを、
さらに溶鋼中に吹き込む。
［Ｏ］の制約も不要にしながら、必要な脱窒速度を得る
簡便かつ確実な溶鋼の精錬方法を提供することを目的と
する。 【構成】 溶鋼中窒素濃度が１ｐｐｍ〜２００ｐｐｍの
溶鋼を減圧下で脱窒する方法において、溶鋼表面に窒素
を含有しないガスを０．１〜１００ｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ
の範囲の量で吹き付ける。また特定の式に基づいて計算
される吹き込みガス量ＱB の窒素を含有しないガスを、
さらに溶鋼中に吹き込む。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は溶鋼の精錬工程における
脱酸素、脱窒、脱水素方法に関する。
脱酸素、脱窒、脱水素方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、溶鋼中の窒素濃度（以下［Ｎ］と
略す）を３０ｐｐｍ以上から１０ｐｐｍ以下に脱窒する
方法はいろいろ提案されているが、溶鋼の脱炭により発
生するＣＯガス気泡を利用して、そのＣＯガス気泡表面
から窒素を吸着して行うものが公知の一般的技術であっ
た。特に５０ｐｐｍ〜２００ｐｐｍの［Ｎ］の溶銑の脱
窒は転炉脱炭によるものがほとんどである。
略す）を３０ｐｐｍ以上から１０ｐｐｍ以下に脱窒する
方法はいろいろ提案されているが、溶鋼の脱炭により発
生するＣＯガス気泡を利用して、そのＣＯガス気泡表面
から窒素を吸着して行うものが公知の一般的技術であっ
た。特に５０ｐｐｍ〜２００ｐｐｍの［Ｎ］の溶銑の脱
窒は転炉脱炭によるものがほとんどである。
【０００３】しかし、電炉法などのスクラップ溶解法
（溶解炉出鋼時の［Ｎ］＝７０ｐｐｍ〜１００ｐｐｍ）
や直接還元溶解法などの転炉脱炭を用いないプロセスに
おける脱窒方法は、真空脱ガス処理設備（以下ＲＨ、Ｄ
Ｈと略す）が主流である。この場合、たとえば特公昭５
７−６３６２０号公報のように処理途中で真空度を１Ｔ
ｏｒｒまで上げて気泡の膨張率を増大させて処理時間を
短縮するものや、特開昭６３−１８６８１８号公報や特
開平５−１５６３４３号公報のように１Ｔｏｒｒの高真
空下で、脱窒に必要な脱炭量（＝ＣＯガス気泡発生量）
を確保し易くするために溶鋼中の［Ｃ］や［Ｏ］を高位
（たとえば［Ｏ］≧０．０３ｗｔ％、［Ｃ］≧０．０１
ｗｔ％）に維持する方法、あるいはメタル界面から窒素
が離脱するのを阻害し、脱窒速度を遅くする表面活性元
素（たとえば［Ｓ］や［Ｏ］）を低減する方法があっ
た。
（溶解炉出鋼時の［Ｎ］＝７０ｐｐｍ〜１００ｐｐｍ）
や直接還元溶解法などの転炉脱炭を用いないプロセスに
おける脱窒方法は、真空脱ガス処理設備（以下ＲＨ、Ｄ
Ｈと略す）が主流である。この場合、たとえば特公昭５
７−６３６２０号公報のように処理途中で真空度を１Ｔ
ｏｒｒまで上げて気泡の膨張率を増大させて処理時間を
短縮するものや、特開昭６３−１８６８１８号公報や特
開平５−１５６３４３号公報のように１Ｔｏｒｒの高真
空下で、脱窒に必要な脱炭量（＝ＣＯガス気泡発生量）
を確保し易くするために溶鋼中の［Ｃ］や［Ｏ］を高位
（たとえば［Ｏ］≧０．０３ｗｔ％、［Ｃ］≧０．０１
ｗｔ％）に維持する方法、あるいはメタル界面から窒素
が離脱するのを阻害し、脱窒速度を遅くする表面活性元
素（たとえば［Ｓ］や［Ｏ］）を低減する方法があっ
た。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかしこれらの方法で
は、反応容器内の空間は高真空（＝１Ｔｏｒｒ）である
ことが前提条件であり、ガス−メタルあるいはガス−ス
ラグ界面近傍のガス空間を高真空にするため反応容器内
上部から吸引排気する排気系設備が高能力・高価になっ
ていた。また必要な脱炭量を確保するために［Ｏ］を比
較的高く（＝０．０３ｗｔ％）しなければならないが、
［Ｏ］は表面活性元素であって高濃度にすると脱窒速度
を遅くする弊害もあった。
は、反応容器内の空間は高真空（＝１Ｔｏｒｒ）である
ことが前提条件であり、ガス−メタルあるいはガス−ス
ラグ界面近傍のガス空間を高真空にするため反応容器内
上部から吸引排気する排気系設備が高能力・高価になっ
ていた。また必要な脱炭量を確保するために［Ｏ］を比
較的高く（＝０．０３ｗｔ％）しなければならないが、
［Ｏ］は表面活性元素であって高濃度にすると脱窒速度
を遅くする弊害もあった。
【０００５】そこで本発明は高能力・高価な真空排気設
備を不要とし、［Ｏ］の制約も不要にしながら、必要な
脱窒速度を得る簡便かつ確実な溶鋼の精錬方法を提供す
ることを目的とする。
備を不要とし、［Ｏ］の制約も不要にしながら、必要な
脱窒速度を得る簡便かつ確実な溶鋼の精錬方法を提供す
ることを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明は前記課題を解決
するものであって、溶鋼中窒素濃度が１ｐｐｍ〜２００
ｐｐｍの溶鋼を減圧下で脱窒する方法において、溶鋼表
面に窒素を含有しないガスを０．１〜１００ｌ／ｍｉｎ
／溶鋼ｔの範囲の量で吹き付けることを特徴とする溶鋼
の精錬方法である。
するものであって、溶鋼中窒素濃度が１ｐｐｍ〜２００
ｐｐｍの溶鋼を減圧下で脱窒する方法において、溶鋼表
面に窒素を含有しないガスを０．１〜１００ｌ／ｍｉｎ
／溶鋼ｔの範囲の量で吹き付けることを特徴とする溶鋼
の精錬方法である。
【０００７】ここにおいて、下記（１）式に基づいて計
算される吹き込みガス量ＱB の窒素を含有しないガス
を、さらに溶鋼中に吹き込むことも特徴とする。 Ｑt ＝ＱB ＋ＱCO ・・・・・（１） ただし、ｋN ＝α＋β×Ｑt ここで、 ＱCO；脱炭により発生するＣＯガス気泡量（Ｎｌ／ｍｉ
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ）
算される吹き込みガス量ＱB の窒素を含有しないガス
を、さらに溶鋼中に吹き込むことも特徴とする。 Ｑt ＝ＱB ＋ＱCO ・・・・・（１） ただし、ｋN ＝α＋β×Ｑt ここで、 ＱCO；脱炭により発生するＣＯガス気泡量（Ｎｌ／ｍｉ
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ）
【０００８】また、吹き込みガス量ＱB を上記（１）式
の代わりに以下の（２）式により計算される値とするこ
とも特徴とする。 Ｑt ＝ＱB -n＋ＱCO -m ・・・・・（２） ただし、ｎ、ｍは係数であり、 ０≦ｍ≦２．０、 ０
≦ｎ／ｍ≦１．０
の代わりに以下の（２）式により計算される値とするこ
とも特徴とする。 Ｑt ＝ＱB -n＋ＱCO -m ・・・・・（２） ただし、ｎ、ｍは係数であり、 ０≦ｍ≦２．０、 ０
≦ｎ／ｍ≦１．０
【０００９】また、吹き込みガス量ＱB を前記（１）式
の代わりに以下の（３）式により計算される値とするこ
とも特徴とする。 Ｑt ＝γ×ＱB ＋ＱCO ・・・・・（３） ただし、γは係数で、 γ＝０．５／ｒB ここで、ｒB ；吹き込みガス気泡の粒径
の代わりに以下の（３）式により計算される値とするこ
とも特徴とする。 Ｑt ＝γ×ＱB ＋ＱCO ・・・・・（３） ただし、γは係数で、 γ＝０．５／ｒB ここで、ｒB ；吹き込みガス気泡の粒径
【００１０】ここにおいて前記（１）式ないし（３）式
で用いるｋN の値について、（４）式より炉内の真空度
θ（Ｔｏｒｒ）を考慮した係数を掛けたｋN ′を用いる
ことも特徴とする。 ｋN ′＝ｋN ×θ-U＝α＋β×Ｑt ・・・・・（４） ただし、ｕは係数で、 ０．０２≦ｕ≦０．９
で用いるｋN の値について、（４）式より炉内の真空度
θ（Ｔｏｒｒ）を考慮した係数を掛けたｋN ′を用いる
ことも特徴とする。 ｋN ′＝ｋN ×θ-U＝α＋β×Ｑt ・・・・・（４） ただし、ｕは係数で、 ０．０２≦ｕ≦０．９
【００１１】また、前記の溶鋼の精錬方法において、上
吹きランス、横吹き込み羽口の一方または両方からガス
を溶鋼表面に吹き付けること、また上吹きランス、横吹
き込み羽口の一方または両方によりガスを溶鋼の表面に
吹き付け、さらに底吹き羽口から溶鋼中へガスを吹き込
むことも特徴とする。またさらにメタル浴面あるいはス
ラグ浴面と接触する空間の圧力を１〜７６０Ｔｏｒｒと
すること、アルゴン、酸素、二酸化炭素および一酸化炭
素の１種または２種以上を吹き込むことも特徴とする。
吹きランス、横吹き込み羽口の一方または両方からガス
を溶鋼表面に吹き付けること、また上吹きランス、横吹
き込み羽口の一方または両方によりガスを溶鋼の表面に
吹き付け、さらに底吹き羽口から溶鋼中へガスを吹き込
むことも特徴とする。またさらにメタル浴面あるいはス
ラグ浴面と接触する空間の圧力を１〜７６０Ｔｏｒｒと
すること、アルゴン、酸素、二酸化炭素および一酸化炭
素の１種または２種以上を吹き込むことも特徴とする。
【００１２】
【作用】溶鋼の脱窒方法のポイントは、比較的高窒素濃
度範囲（１０ｐｐｍ〜２００ｐｐｍ）でも低窒素濃度範
囲（１０ｐｐｍ以下）と同様、ガス−メタル界面の面
積と、ガス雰囲気中の窒素分圧の２つである。ガス−
メタル界面積についてはアルゴンガスを底吹きしたり、
脱炭を併用して発生するＣＯガス気泡による界面積増大
を利用する方法が公知であり、広く行われている。ガス
雰囲気中の窒素分圧についても、溶鋼を真空槽内に入
れ、ガス側を排気して高真空（１〜１０Ｔｏｒｒ）にし
てガス側の窒素分圧を低くする方法は公知であり、これ
によりメタルの平衡窒素濃度を１〜３０ｐｐｍに低くで
き、脱窒速度を増大させる方法は広く行われている。し
かし真空槽の内部ガスを排気するさい、メタル飛沫飛散
による排気孔の閉塞を回避するために排気孔をガス−メ
タル界面から最も遠い位置、すなわち天蓋に設けていた
ため、ガス−メタル界面では脱ガスにより必ずしもガス
分圧は低くならなかった。
度範囲（１０ｐｐｍ〜２００ｐｐｍ）でも低窒素濃度範
囲（１０ｐｐｍ以下）と同様、ガス−メタル界面の面
積と、ガス雰囲気中の窒素分圧の２つである。ガス−
メタル界面積についてはアルゴンガスを底吹きしたり、
脱炭を併用して発生するＣＯガス気泡による界面積増大
を利用する方法が公知であり、広く行われている。ガス
雰囲気中の窒素分圧についても、溶鋼を真空槽内に入
れ、ガス側を排気して高真空（１〜１０Ｔｏｒｒ）にし
てガス側の窒素分圧を低くする方法は公知であり、これ
によりメタルの平衡窒素濃度を１〜３０ｐｐｍに低くで
き、脱窒速度を増大させる方法は広く行われている。し
かし真空槽の内部ガスを排気するさい、メタル飛沫飛散
による排気孔の閉塞を回避するために排気孔をガス−メ
タル界面から最も遠い位置、すなわち天蓋に設けていた
ため、ガス−メタル界面では脱ガスにより必ずしもガス
分圧は低くならなかった。
【００１３】そこで本発明では、図１に示すようにたと
えば溶鋼１を取鍋２内に入れ、真空槽３内に装入し、真
空排気は高真空を得ることなく１０〜３００ｐｐｍ程度
に止める代わりに、ガス−スラグ界面４近傍のガス雰囲
気５の窒素分圧を低下するためガス−スラグ界面に窒素
を含有しないガス６、たとえば不活性ガスまたは酸化性
ガスを上吹きランス７から吹き付けて強制的にメタルか
ら離脱した窒素含有ガス気泡８をガス−メタル界面近傍
からガス雰囲気５上方に吹き飛ばすことを特徴とする。
不活性ガスとしてはアルゴン、ヘリウムなどがあるが、
コスト的にはアルゴンが好ましい。
えば溶鋼１を取鍋２内に入れ、真空槽３内に装入し、真
空排気は高真空を得ることなく１０〜３００ｐｐｍ程度
に止める代わりに、ガス−スラグ界面４近傍のガス雰囲
気５の窒素分圧を低下するためガス−スラグ界面に窒素
を含有しないガス６、たとえば不活性ガスまたは酸化性
ガスを上吹きランス７から吹き付けて強制的にメタルか
ら離脱した窒素含有ガス気泡８をガス−メタル界面近傍
からガス雰囲気５上方に吹き飛ばすことを特徴とする。
不活性ガスとしてはアルゴン、ヘリウムなどがあるが、
コスト的にはアルゴンが好ましい。
【００１４】またアルゴンなどの不活性ガスのガス−メ
タル界面吹き付けによりガス側の窒素分圧を強制的に低
下させた上で、酸化性ガス、たとえば酸素、ＣＯ2 、Ｃ
Ｏガス、Ｈ2 Ｏを吹き付けて脱炭を促進させて脱窒する
のも良いし、不活性ガスの代わりにこれらの酸化性ガス
を用いても同様の効果が得られる。従来盛んに実施され
ている脱炭ＣＯガス気泡による脱窒促進は、上吹き酸素
を用いた場合に最も顕著であり、これは単に脱炭ＣＯガ
ス気泡による脱窒促進ではなく、前述の上吹きガスによ
るガス−メタル界面の窒素含有ガス強制移動による効果
が大きいことを示している。
タル界面吹き付けによりガス側の窒素分圧を強制的に低
下させた上で、酸化性ガス、たとえば酸素、ＣＯ2 、Ｃ
Ｏガス、Ｈ2 Ｏを吹き付けて脱炭を促進させて脱窒する
のも良いし、不活性ガスの代わりにこれらの酸化性ガス
を用いても同様の効果が得られる。従来盛んに実施され
ている脱炭ＣＯガス気泡による脱窒促進は、上吹き酸素
を用いた場合に最も顕著であり、これは単に脱炭ＣＯガ
ス気泡による脱窒促進ではなく、前述の上吹きガスによ
るガス−メタル界面の窒素含有ガス強制移動による効果
が大きいことを示している。
【００１５】吹き付けるガスの量は、ガス−メタル界面
に極く薄い（＝数十μｍ）層を形成すれば十分なので
０．１（ｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）程度で良いが、ガス−メ
タル界面が底吹きガス攪拌などで揺動している場合には
多めに１００（ｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）程度必要になる場
合もある。
に極く薄い（＝数十μｍ）層を形成すれば十分なので
０．１（ｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）程度で良いが、ガス−メ
タル界面が底吹きガス攪拌などで揺動している場合には
多めに１００（ｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）程度必要になる場
合もある。
【００１６】さらに従来法と同様、脱窒界面拡大のため
に、底吹き羽口９からガスをメタル中に吹き込んでも良
い。これを併用すればメタル槽全体の移動が促進され
て、処理時間を短縮できる。底吹き込みガスの量は、下
記（１）式に基づいて計算されるＱt が好ましい。これ
は実験で確認したものであるが、脱窒界面積を脱炭によ
る発生ＣＯガスと底吹きガスの量の総和で近似できるこ
とが判った。真空度が高い１Ｔｏｒｒ程度の場合にはガ
ス−メタル界面でのガス気泡の膨張率が大きいため、底
吹きガス量は少なくても効果があり、（ＱB ＋ＱCO）の
寄与率は小さく、したがってβは０．１であった。１０
０Ｔｏｒｒ程度の低真空度の場合にはガス量は絶対的に
多く必要であり、（ＱB ＋ＱCO）の変化率はｋN に大い
に影響し、従ってβは０．６と大きくなった。底吹込み
ガスはアルゴン、ヘリウムなどの不活性ガスあるいは酸
素、ＣＯ2 、ＣＯなどの酸化性ガス、ＣＨ4 などの炭化
水素系のガスで良い。
に、底吹き羽口９からガスをメタル中に吹き込んでも良
い。これを併用すればメタル槽全体の移動が促進され
て、処理時間を短縮できる。底吹き込みガスの量は、下
記（１）式に基づいて計算されるＱt が好ましい。これ
は実験で確認したものであるが、脱窒界面積を脱炭によ
る発生ＣＯガスと底吹きガスの量の総和で近似できるこ
とが判った。真空度が高い１Ｔｏｒｒ程度の場合にはガ
ス−メタル界面でのガス気泡の膨張率が大きいため、底
吹きガス量は少なくても効果があり、（ＱB ＋ＱCO）の
寄与率は小さく、したがってβは０．１であった。１０
０Ｔｏｒｒ程度の低真空度の場合にはガス量は絶対的に
多く必要であり、（ＱB ＋ＱCO）の変化率はｋN に大い
に影響し、従ってβは０．６と大きくなった。底吹込み
ガスはアルゴン、ヘリウムなどの不活性ガスあるいは酸
素、ＣＯ2 、ＣＯなどの酸化性ガス、ＣＨ4 などの炭化
水素系のガスで良い。
【００１７】 Ｑt ＝ＱB ＋ＱCO ・・・・・（１） ただし、ｋN ＝α＋β×Ｑt ここで、 ＱCO；脱炭により発生するＣＯガス気泡量（Ｎｌ／ｍｉ
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ）
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ）
【００１８】αは実験では１５（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）
であるが、現行の転炉、ＲＨ、ＤＨなどでは１０〜５０
（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）であり、大きい程吹き込みガス
流量を削減できて有利なため、１０〜１００（ｌ／ｗｔ
％／ｍｉｎ）が好ましい。また、Ｑt についてはαとの
兼ね合いであるが、１〜５００（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ）が
好ましい。
であるが、現行の転炉、ＲＨ、ＤＨなどでは１０〜５０
（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）であり、大きい程吹き込みガス
流量を削減できて有利なため、１０〜１００（ｌ／ｗｔ
％／ｍｉｎ）が好ましい。また、Ｑt についてはαとの
兼ね合いであるが、１〜５００（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ）が
好ましい。
【００１９】ＱCOは処理前後の［Ｃ］測定値から下記式
により計算できる。 ＱCO＝｛（［Ｃ］initial −［Ｃ］end ）×１０００
［ｋｇ］÷１２［ｋｇ／ｋｍｏｌ］×２２．４［Ｎｍ3
／ｋｍｏｌ］｝／ｔp ここで、ｔp ；処理時間（ｍｉｎ） ［Ｃ］initial ；処理前［Ｃ］（％） ［Ｃ］end ；処理後［Ｃ］（％）
により計算できる。 ＱCO＝｛（［Ｃ］initial −［Ｃ］end ）×１０００
［ｋｇ］÷１２［ｋｇ／ｋｍｏｌ］×２２．４［Ｎｍ3
／ｋｍｏｌ］｝／ｔp ここで、ｔp ；処理時間（ｍｉｎ） ［Ｃ］initial ；処理前［Ｃ］（％） ［Ｃ］end ；処理後［Ｃ］（％）
【００２０】また吹き込みガス気泡は総じて吹き込み羽
口において合体して巨大化する。これを考慮してＱB を
上記（１）式の代わりに以下の（２）式により計算され
る値とするのが好ましい。 Ｑt ＝ＱB -n＋ＱCO -m ・・・・・（２） ただし、ｎ、ｍは係数であり、 ０≦ｍ≦２．０、 ０
≦ｎ／ｍ≦１．０
口において合体して巨大化する。これを考慮してＱB を
上記（１）式の代わりに以下の（２）式により計算され
る値とするのが好ましい。 Ｑt ＝ＱB -n＋ＱCO -m ・・・・・（２） ただし、ｎ、ｍは係数であり、 ０≦ｍ≦２．０、 ０
≦ｎ／ｍ≦１．０
【００２１】使用するプロセスの設備について、（２）
式のｎ、ｍを実験的に決定するのはなかなか難しいので
簡易的には、以下の（３）式により計算される値として
も良い。 Ｑt ＝γ×ＱB ＋ＱCO ・・・・・（３） ただし、γは係数で、 γ＝０．５／ｒB ここで、ｒB ；吹き込みガス気泡の粒径
式のｎ、ｍを実験的に決定するのはなかなか難しいので
簡易的には、以下の（３）式により計算される値として
も良い。 Ｑt ＝γ×ＱB ＋ＱCO ・・・・・（３） ただし、γは係数で、 γ＝０．５／ｒB ここで、ｒB ；吹き込みガス気泡の粒径
【００２２】ｒB は水モデルの実測あるいはＩＳＩＪ
ｖｏｌ．３２（１９９２），Ｎｏ．１，ｐ．８７〜９４
記載のＸ線透過測定などにより事前に測定できる。
ｖｏｌ．３２（１９９２），Ｎｏ．１，ｐ．８７〜９４
記載のＸ線透過測定などにより事前に測定できる。
【００２３】電気炉やスクラップ溶解プロセスなどの脱
ガス工程を設計するさい、高真空排気系を有する設備は
高額で不適当なので（１）式等で用いるｋN の代わりに
以下の（４）式により炉内の真空度θ（Ｔｏｒｒ）を考
慮した係数を掛けたｋN ′を用いると、真空排気系設備
の能力を決定し易い。 ｋN ′＝ｋN ×θ-U＝α＋β×Ｑt ・・・・・（４） ただし、ｕは係数で、 ０．０２≦ｕ≦０．９
ガス工程を設計するさい、高真空排気系を有する設備は
高額で不適当なので（１）式等で用いるｋN の代わりに
以下の（４）式により炉内の真空度θ（Ｔｏｒｒ）を考
慮した係数を掛けたｋN ′を用いると、真空排気系設備
の能力を決定し易い。 ｋN ′＝ｋN ×θ-U＝α＋β×Ｑt ・・・・・（４） ただし、ｕは係数で、 ０．０２≦ｕ≦０．９
【００２４】これも設備のガス−メタル界面積と浴深、
ガス空間部分の高さなどによりｕを決定するのが好まし
く、高さ３ｍ、内径３ｍの取鍋を１００Ｔｏｒｒの真空
槽に装入するタンクデガッサー型の場合、ｕは０．０２
であった。したがってｋN ＝１５．０（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ）の時、ｋN ′＝１５．０×１００-0.02 ＝１３．
７と計算される。
ガス空間部分の高さなどによりｕを決定するのが好まし
く、高さ３ｍ、内径３ｍの取鍋を１００Ｔｏｒｒの真空
槽に装入するタンクデガッサー型の場合、ｕは０．０２
であった。したがってｋN ＝１５．０（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ）の時、ｋN ′＝１５．０×１００-0.02 ＝１３．
７と計算される。
【００２５】メタル表面にガスを吹き付ける方法に関
し、上吹きランスの代わりに横吹き込み羽口を用いても
良い。この場合、横吹き込み羽口は円周方向にどこか１
箇所でも良いが、設備上２箇所以上設置が可能な場合、
円周方向に対向して９０度ずつずらして４箇所設けるの
がバランスがとり易くて好ましい。また４箇所について
地金などによる目詰まりが起きるとガス吹き込みが不可
能になることを懸念して予備をさらに追加して５箇所以
上にしても良いが、１０箇所以上設置すると維持がたい
へんなので好ましくない。
し、上吹きランスの代わりに横吹き込み羽口を用いても
良い。この場合、横吹き込み羽口は円周方向にどこか１
箇所でも良いが、設備上２箇所以上設置が可能な場合、
円周方向に対向して９０度ずつずらして４箇所設けるの
がバランスがとり易くて好ましい。また４箇所について
地金などによる目詰まりが起きるとガス吹き込みが不可
能になることを懸念して予備をさらに追加して５箇所以
上にしても良いが、１０箇所以上設置すると維持がたい
へんなので好ましくない。
【００２６】本法は１Ｔｏｒｒの高真空槽で用いれば処
理時間を短縮できるので良いが、スクラップ溶解プロセ
スなどでは真空排気系設備を簡略化する必要があるの
で、この場合はメタル浴面あるいはスラグ浴面と接触す
る空間の圧力を１０Ｔｏｒｒ以上とすることが好まし
い。しかし３００Ｔｏｒｒを超えるとガス雰囲気の窒素
分圧（＝窒素の平衡濃度）が高くなって、ガス吹き込み
のみでは脱窒時間がかかり過ぎるため好ましくない。従
って１〜３００Ｔｏｒｒとするのが良い。転炉のように
もともと排気設備能力がガス発生速度より小さい場合、
あるいは真空排気設備を有さず脱炭量が１〜４％と大き
いプロセスにおいて使用する場合は、３００Ｔｏｒｒ以
下にするのは困難であるため、３００Ｔｏｒｒ〜常圧の
７６０Ｔｏｒｒでも良いし、３気圧程度の加圧状態でも
構わない。
理時間を短縮できるので良いが、スクラップ溶解プロセ
スなどでは真空排気系設備を簡略化する必要があるの
で、この場合はメタル浴面あるいはスラグ浴面と接触す
る空間の圧力を１０Ｔｏｒｒ以上とすることが好まし
い。しかし３００Ｔｏｒｒを超えるとガス雰囲気の窒素
分圧（＝窒素の平衡濃度）が高くなって、ガス吹き込み
のみでは脱窒時間がかかり過ぎるため好ましくない。従
って１〜３００Ｔｏｒｒとするのが良い。転炉のように
もともと排気設備能力がガス発生速度より小さい場合、
あるいは真空排気設備を有さず脱炭量が１〜４％と大き
いプロセスにおいて使用する場合は、３００Ｔｏｒｒ以
下にするのは困難であるため、３００Ｔｏｒｒ〜常圧の
７６０Ｔｏｒｒでも良いし、３気圧程度の加圧状態でも
構わない。
【００２７】本法でポイントになるのはガス−メタル界
面直上に極く薄い窒素分圧の極めて低い層を作ることで
あるので、ガスの吹き付け方法は上吹きランス、横吹き
羽口、底吹き羽口のうち１種または２種以上を組み合わ
せても良いし、ガス種もアルゴン、酸素、二酸化炭素お
よび一酸化炭素の１種または２種以上を吹き込んでも良
い。
面直上に極く薄い窒素分圧の極めて低い層を作ることで
あるので、ガスの吹き付け方法は上吹きランス、横吹き
羽口、底吹き羽口のうち１種または２種以上を組み合わ
せても良いし、ガス種もアルゴン、酸素、二酸化炭素お
よび一酸化炭素の１種または２種以上を吹き込んでも良
い。
【００２８】
実施例１ 図１により本発明の実施態様を説明する。アルミニウム
を１００ｋｇ添加して脱酸した窒素濃度９０ｐｐｍ、炭
素濃度０．１％の溶鋼１を１５０ｔ入れた取鍋２を真空
槽３内に入れて３００Ｔｏｒｒに排気し、メタル浴面４
に上吹きランス７を用いてＣＯ2 ガス６を１．０（Ｎｌ
／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）吹き付けて脱窒する処理について、
処理条件を以下の手順で設計した。
を１００ｋｇ添加して脱酸した窒素濃度９０ｐｐｍ、炭
素濃度０．１％の溶鋼１を１５０ｔ入れた取鍋２を真空
槽３内に入れて３００Ｔｏｒｒに排気し、メタル浴面４
に上吹きランス７を用いてＣＯ2 ガス６を１．０（Ｎｌ
／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）吹き付けて脱窒する処理について、
処理条件を以下の手順で設計した。
【００２９】まず取鍋２内のガス−メタル界面積３５．
７ｍ2 からα＝１５（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）を求め、処
理時間２０ｍｉｎにおける脱炭量見込み＝０．０６％か
らＱCOを５．６（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）と算定した。
次にβ＝０．５として取鍋底羽口９から吹き込むアルゴ
ンガス６流量（＝ＱB ）を８．４（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼
ｔ）として（＝Ｑt ＝１４．０（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼
ｔ））、ｋN ＝２２．０（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）を得る
条件とした。この結果、処理時間２０分で窒素濃度を３
５ｐｐｍにできた。
７ｍ2 からα＝１５（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）を求め、処
理時間２０ｍｉｎにおける脱炭量見込み＝０．０６％か
らＱCOを５．６（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）と算定した。
次にβ＝０．５として取鍋底羽口９から吹き込むアルゴ
ンガス６流量（＝ＱB ）を８．４（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼
ｔ）として（＝Ｑt ＝１４．０（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼
ｔ））、ｋN ＝２２．０（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）を得る
条件とした。この結果、処理時間２０分で窒素濃度を３
５ｐｐｍにできた。
【００３０】実施例２ 実施例１記載の方法で、真空排気能力に余裕があったた
め真空度を１００Ｔｏｒｒに上げることにしたが、本条
件を式ｋN ′＝ｋN ×１００-U（ｕ；０．０２）で補正
すると、ｋN ′＝２０．０（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）と小
さくなることが予想された。これでは処理時間の延長の
懸念があったため、底吹きガス流量を増やすことにし
た。ガス種を安価な転炉排ガスなどを回収利用した後に
出る排ガスＣＯ2 に変更すると共に、ＱB を１２．４
（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）に増やし（＝Ｑt ＝１８．０
（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ））でｋN ＝２４．０（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ）、ｋN ′＝２４．０×１００-0.02 ＝２
２．０（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）になるようにした（α、
βは実施例１と同一）。この結果、処理時間２０分で窒
素濃度を３５ｐｐｍにできた。
め真空度を１００Ｔｏｒｒに上げることにしたが、本条
件を式ｋN ′＝ｋN ×１００-U（ｕ；０．０２）で補正
すると、ｋN ′＝２０．０（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）と小
さくなることが予想された。これでは処理時間の延長の
懸念があったため、底吹きガス流量を増やすことにし
た。ガス種を安価な転炉排ガスなどを回収利用した後に
出る排ガスＣＯ2 に変更すると共に、ＱB を１２．４
（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）に増やし（＝Ｑt ＝１８．０
（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ））でｋN ＝２４．０（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ）、ｋN ′＝２４．０×１００-0.02 ＝２
２．０（ｌ／ｗｔ％／ｍｉｎ）になるようにした（α、
βは実施例１と同一）。この結果、処理時間２０分で窒
素濃度を３５ｐｐｍにできた。
【００３１】比較例 真空排気系設備を増強して真空度を１Ｔｏｒｒにし、溶
鋼に加炭して脱炭量を０．０８％にし、底吹きアルゴン
流量（＝ＱB ）を２０．０（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）と
した結果、処理時間２０分で窒素濃度を３５ｐｐｍにで
きた。
鋼に加炭して脱炭量を０．０８％にし、底吹きアルゴン
流量（＝ＱB ）を２０．０（Ｎｌ／ｍｉｎ／溶鋼ｔ）と
した結果、処理時間２０分で窒素濃度を３５ｐｐｍにで
きた。
【００３２】
【発明の効果】本発明の溶鋼の精錬方法を用いることに
より高真空設備を設置しなくても効率的な脱窒が行える
ようになり、設備コストを低減できる。
より高真空設備を設置しなくても効率的な脱窒が行える
ようになり、設備コストを低減できる。
【図１】本発明の実施態様の例を示す説明図
１ 溶鋼 ２ 取鍋 ３ 真空槽 ４ ガス−メタル界面、溶鋼浴面 ５ ガス雰囲気 ６ 窒素を含有しないガス ７ ガス上吹きランス ８ 窒素含有ガス気泡 ９ 底吹き羽口 １０ 真空排気孔
Claims (9)
- 【請求項１】 溶鋼中窒素濃度が１ｐｐｍ〜２００ｐｐ
ｍの溶鋼を減圧下で脱窒する方法において、溶鋼表面に
窒素を含有しないガスを０．１〜１００ｌ／ｍｉｎ／溶
鋼ｔの範囲の量で吹き付けることを特徴とする溶鋼の精
錬方法。 - 【請求項２】 下記（１）式に基づいて計算される吹き
込みガス量ＱB の窒素を含有しないガスを、さらに溶鋼
中に吹き込むことを特徴とする請求項１記載の溶鋼の精
錬方法。 Ｑt ＝ＱB ＋ＱCO ・・・・・（１） ただし、ｋN ＝α＋β×Ｑt ここで、 ＱCO；脱炭により発生するＣＯガス気泡量（Ｎｌ／ｍｉ
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） - 【請求項３】 下記（２）式に基づいて計算される吹き
込みガス量ＱB の窒素を含有しないガスを、さらに溶鋼
中に吹き込むことを特徴とする請求項１記載の溶鋼の精
錬方法。 Ｑt ＝ＱB -n＋ＱCO -m ・・・・・（２） ただし、ｎ、ｍは係数であり、 ０≦ｍ≦２．０、 ０
≦ｎ／ｍ≦１．０ ｋN ＝α＋β×Ｑt ここで、 ＱCO；脱炭により発生するＣＯガス気泡量（Ｎｌ／ｍｉ
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） - 【請求項４】 下記（３）式に基づいて計算される吹き
込みガス量ＱB の窒素を含有しないガスを、さらに溶鋼
中に吹き込むことを特徴とする請求項１記載の溶鋼の精
錬方法。 Ｑt ＝γ×ＱB ＋ＱCO ・・・・・（３） ただし、γは係数で、 γ＝０．５／ｒB ｋN ＝α＋β×Ｑt ここで、 ｒB ；吹き込みガス気泡の粒径 ＱCO；脱炭により発生するＣＯガス気泡量（Ｎｌ／ｍｉ
ｎ／ｔ） ｋN ；脱窒速度定数＝０．１〜１００（ｌ／ｗｔ％／ｍ
ｉｎ） α；メタル−ガス界面積で決まる脱窒速度定数（ｌ／ｗ
ｔ％／ｍｉｎ） β；流量係数（ｔ／ｗｔ％／Ｎｌ）＝０．１〜０．６ ＱB ；吹き込みガス量（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） Ｑt ；ガス量の総和（Ｎｌ／ｍｉｎ／ｔ） - 【請求項５】 ｋN の値について、（４）式により炉内
の真空度θ（Ｔｏｒｒ）を考慮した係数を掛けたｋN ′
を用いることを特徴とする請求項２ないし４のいずれか
に記載の溶鋼の精錬方法。 ｋN ′＝ｋN ×θ-U＝α＋β×Ｑt ・・・・・（４） ただし、ｕは係数で、 ０．０２≦ｕ≦０．９ - 【請求項６】 上吹きランス、横吹き込み羽口の一方ま
たは両方からガスを溶鋼表面に吹き付けることを特徴と
する請求項１記載の溶鋼の精錬方法。 - 【請求項７】 上吹きランス、横吹き込み羽口の一方ま
たは両方によりガスを溶鋼の表面に吹き付け、さらに底
吹き羽口から溶鋼中へガスを吹き込むことを特徴とする
請求項２ないし５のいずれかに記載の溶鋼の精錬方法。 - 【請求項８】 メタル浴面あるいはスラグ浴面と接触す
る空間の圧力を１〜７６０Ｔｏｒｒとすることを特徴と
する請求項１ないし７のいずれかに記載の溶鋼の精錬方
法。 - 【請求項９】 アルゴン、酸素、二酸化炭素および一酸
化炭素の１種または２種以上を吹き込むことを特徴とす
る請求項１ないし８のいずれかに記載の溶鋼の精錬方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13260895A JPH08302419A (ja) | 1995-05-08 | 1995-05-08 | 溶鋼の精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13260895A JPH08302419A (ja) | 1995-05-08 | 1995-05-08 | 溶鋼の精錬方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08302419A true JPH08302419A (ja) | 1996-11-19 |
Family
ID=15085318
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP13260895A Withdrawn JPH08302419A (ja) | 1995-05-08 | 1995-05-08 | 溶鋼の精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH08302419A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR101280936B1 (ko) * | 2011-09-23 | 2013-07-02 | 주식회사 포스코 | 용강의 정련방법 |
| CN113249591A (zh) * | 2021-06-08 | 2021-08-13 | 中国恩菲工程技术有限公司 | 连续炼铜设备和两段连续炼铜工艺 |
| CN115232923A (zh) * | 2022-07-27 | 2022-10-25 | 辽宁科技大学 | 一种vd炉精炼钢液的方法 |
-
1995
- 1995-05-08 JP JP13260895A patent/JPH08302419A/ja not_active Withdrawn
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR101280936B1 (ko) * | 2011-09-23 | 2013-07-02 | 주식회사 포스코 | 용강의 정련방법 |
| CN113249591A (zh) * | 2021-06-08 | 2021-08-13 | 中国恩菲工程技术有限公司 | 连续炼铜设备和两段连续炼铜工艺 |
| CN113249591B (zh) * | 2021-06-08 | 2021-10-22 | 中国恩菲工程技术有限公司 | 连续炼铜设备和两段连续炼铜工艺 |
| CN115232923A (zh) * | 2022-07-27 | 2022-10-25 | 辽宁科技大学 | 一种vd炉精炼钢液的方法 |
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Legal Events
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|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
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