JPH09256025A - 低炭素鋼の精錬方法 - Google Patents
低炭素鋼の精錬方法Info
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Abstract
度0.022〜0.04重量%の低炭素溶鋼の効率的な
精錬方法を提供する。 【解決手段】 上底吹き転炉での脱炭処理後溶鋼の炭素
濃度を最終目的より0.03〜0.06重量%高くし、
引き続き100〜300torrで脱炭処理して炭素濃
度0.02〜0.05重量%、酸素濃度0.022〜
0.04%の低炭素溶鋼を得るに際し減圧に晒した溶鋼
の面積Aを単位溶鋼重量あたり50〜150cm2 /t
とし、溶鋼に与えるガスが上記減圧に晒された溶鋼表面
を通過するように、かつ撹拌エネルギーεと脱炭反応の
容量係数Kとの関係が下式を満たす条件とする。 2.346×10-4×A0.221 ε0.789 Wm ≧K(1/
min)
Description
る方法に属する。
鋼の高純度化の必要性は益々高まりつつあるが、その
上、精錬コストの低減も同時に望まれている。銑鉄中の
不純物元素として代表的な炭素を安価に低減する技術と
しては、純酸素上底吹き転炉法があり、この技術は、炭
素濃度0.04%程度のいわゆる低炭素鋼の精錬におい
ても高速で脱炭処理が可能なことから広く採用されてい
る。また、転炉精錬で発生するスラグ中の酸化鉄いわゆ
るT−Feは残留すると後工程で酸化物系の非金属介在
物を造り、欠陥の原因となること、あるいはスラグとし
て鉄の損失が多くなることから、T−Feを低減する方
法として底吹き撹拌を付与した上底吹き転炉が広く採用
されるに至っている。しかし、鋼材品質要求の厳格化に
対応する上で特に薄板向け低炭素鋼板では従来にも増し
て介在物系欠陥の減少が要求されている。従来の上底吹
き転炉精錬での炭素濃度は0.04%が下限と言われて
いる。これは純酸素ガスを吹き付けて精錬を行う転炉で
は炭素濃度が低下すると鉄の酸化が優先するため、F
eOとしてスラグとなり鉄の酸化損失が増加すること、
スラグ中FeO濃度が高まり転炉耐火物の溶損増加と
いう問題を生じることと、さらには転炉の後工程に不
可避的に残留するスラグ中のFeO濃度が高くなり、溶
鋼中の酸素濃度が高くなることによってこれらが後工程
で酸化剤として作用し後工程でAl等の添加による脱酸
時、合金の歩留まりを低下させる問題を生じたり、非
金属介在物を多量に生成せしめ、材質上好ましくない等
の理由によるものである。この問題に対しては例えば鉄
と鋼vol.66(1980)p.825に見るように
Q−BOPに代表される強撹拌が実現出来る底吹き転炉
で鉄の優先酸化を防止し、スラグ中のFeO濃度を高め
ること無く炭素濃度0.03%程度の鋼を得る方法も提
案されている。しかし、この方法は酸素を炉底から供給
するための羽口、底吹き制御等設備が膨大となり、その
維持管理費用も膨大になるため一部の高級鋼を除いては
採用されていないのが現状である。更に、例えば鉄と鋼
vol.69(1983)S244に見るように酸素A
r,N2 等の希釈ガスを混合してFeO、酸素濃度を高
めずに脱炭する方法も提案されているが、酸素分圧を低
下させるために必要なArやN2 の量は莫大なものであ
り、高価なArガスを使用すればとても低級グレードの
低炭素鋼溶製に適合する方法ではない。また安価なN2
ガスを使用すればガスコストは下げられるものの、鋼の
時効特性を悪化させる窒素濃度が上昇するので特に時効
性が問題となる薄板向けの低炭素鋼の精錬には使用出来
ない方法である。
される炭素濃度を0.003%以下に低下したいわゆる
極低炭素鋼の場合、転炉で精錬して炭素濃度を0.04
%程度に下げた後、RH法に代表される真空脱ガス装置
を用いて脱炭処理する方法が広く採用されている。RH
真空脱ガス設備を利用した低炭素鋼の溶製に関して例え
ば鉄と鋼vol.66(1980)S817には上記問
題解決のために転炉の吹き止め炭素濃度を上げてRHで
いわゆる軽処理脱炭を行って低炭素溶鋼を得る方法につ
いて述べられている。しかし、この方法では本来、真空
槽を1torr程度の高真空に保つための巨大な排気装
置を持つRH,DH等の高真空精錬用の脱ガス装置を用
いるので多大な排気装置を用いた処理を行うことにな
り、設備使用も莫大なものとなり、電力、蒸気等のラン
ニングコストも高くなり、コスト上の問題から、低級グ
レードの鋼材には使用されないのが現状である。
な諸問題を解決し、多大な真空脱ガス設備、底吹き転炉
のような撹拌設備を不要とし、溶鋼の酸素濃度を不必要
に高めずに炭素濃度0.02〜0.04%の溶鋼を得る
とともに高い脱酸剤の歩留まりを得る方法を提供する。
転炉を用いて最終目標炭素濃度より0.03重量%以
上、0.06重量%未満高い炭素濃度まで脱炭する一次
脱炭工程と、該溶鋼を更に100torr超、300t
orr以下の範囲の圧力下で脱炭処理を行い、炭素濃度
0.02〜0.05重量%、酸素濃度0.022〜0.
04重量%の低炭素溶鋼を得る二次脱炭工程を行うこと
を特徴とする低炭素溶鋼の精錬方法であり、(2)
(1)の一次脱炭後の二次脱炭精錬において、減圧下に
晒されている溶鋼の面積A(cm2 )を、溶鋼単位重量
あたり50cm2 /t以上、150cm2/t未満と
し、溶鋼に吹き込むガスが上記減圧に晒された溶鋼表面
を通過するように、かつA、及び(1)式で計算される
撹拌エネルギーε(W)と、(2)式で定義される所定
の脱炭速度容量係数K(l/min)の関係が(3)式
を満たすような条件で所定量の有効酸素を供給しつつ脱
炭処理を行うことを特徴とする低炭素溶鋼の精錬方法で
ある。
min)、T:溶鋼温度(K)、P:ガス吹き込みガス
圧力、P0 :真空槽内圧力 Wm :溶鋼量(t)、K:脱炭反応速度容量係数(l/
min)、[%C]i:処理前炭素濃度(重量%)、
[%C]f:処理後目標炭素濃度(重量%) A:溶鋼表面積(cm2 )、t:処理時間(min)
知見では溶鋼−ガス界面への炭素、酸素の物質移動が反
応速度を律速する要因として挙げられている。
平衡CO分圧が高くなると溶鋼内部よりCOガス気泡が
生成し脱炭反応速度は増大することが知られている。
度(%)、K:(4)式の反応の平衡定数(atm/%
2 )、PCO:溶鋼の平衡CO分圧(atm) そこで、本発明者らは、本発明にいたる基礎実験で、溶
鋼内部から発生するCO気泡による脱炭反応速度を定量
化し、実験式として(6)式を得た。
度が溶鋼が晒されている真空度Ptと溶鋼のPCOの差の
0.789乗に比例することを意味している。
π:円周率(=3.14159)、ε’:気泡の浮上に
よる撹拌エネルギー(W)、PCO:溶鋼の平衡CO分圧
(torr)、Pt :雰囲気圧力(Pa)、R:ガス定
数(J/(molK))、T:溶鋼温度(K) ρ:溶鋼密度(g/cm3 )、g:重力加速度 ただし、(6)式のε’は(1)式のεとはその意味す
る所が異なる。すなわち、(1)式のεはArなど吹き
込みガスの気泡が溶鋼を浮上中にCOガスを吸収しなか
ったと仮定した時の仮想的な値であり、(6)式のε’
はCOの吸収も考慮した値であり、理想気体の状態方程
式を使って(8)式のように求められるものである。
て所定の脱酸速度を得るための真空度が決まることにな
る。ただし、脱炭反応に必要な酸素は常に供給すること
が必要である。また、酸素を供給する場合、例えばラン
スを使って反応界面に酸素ガスを供給したりあるいは溶
鋼中にノズルから酸素ガスを吹き込む、あるいは酸化鉄
などの固体酸素源を加える等の方法が考えられるが例え
ば酸素ガスを使うと反応界面に到達するまでに(9)式
のようないわゆる二次燃焼反応が進行するので、供給し
たすべての酸素が(4)式の脱炭反応を生じている反応
界面に到達するとは限らない。従って、酸素量、供給速
度はその操業形態によって適宜有効酸素効率を求めなが
ら決定するのが望ましい。また、酸素数が多すぎると溶
鋼中の酸素濃度が不必要に増加し、脱酸剤の歩留まり悪
化、介在物量の増加による鋼材品質劣化などの弊害を生
むので、溶鋼中の酸素濃度を上げない程度に止めるべき
である。
速度の関係は(9)式で表される。 −d[%C]/dt=K[%C] (9) また、Kは溶鋼側物質移動係数km(cm/s)と反応
界面積A(cm2 )、溶鋼体積V(cm3 )を用いて
(10)式の様に表される。
m3 )の間には(11)式の関係があるので、溶鋼の密
度ρ=7g/cm3 とすれば、(4)、(6)、
(9)、(10)式を用いて脱炭速度の容量係数Kが
(12)式のように予想出来る。ただし、(6)式を
(10)式に代入する際にはy=0と仮定している。こ
の様に推定すれば脱炭速度が目標値を下回ることは無
い。
スラグで覆われていない裸の溶鋼面をつくり、その裸の
溶鋼面に内径1.4mの浸漬フードをかぶせ、フード内
を200〜300torrの状態に保ちつつ、酸素ガス
を例えば上吹きランスより0.056〜0.14Nm3
/h/t/minの割合で供給しつつ、更に(1)式で
計算される底吹きガスによる撹拌力を14000w以上
に保てば炭素濃度0.07%の溶鋼を0.04%まで実
際操業上、温度低下や生産性の障害にならない程度の速
さで処理可能であることを見いだした。ただし、この場
合でも従来の炭素濃度0.02〜0.04%の低炭素濃
度まで転炉のみで脱炭処理した場合の酸素濃度0.05
〜0.08%よりも低い酸素濃度0.022〜0.04
%に保たれる。酸素の供給は処理後の酸素濃度を不必要
に高めることの無い様、必要な脱炭素量に見合うだけの
酸素量に止めることが肝要である。ただし、脱炭処理の
前半、後半に分けて酸素供給速度を変えることによって
脱炭に要する時間が短縮し得る。すなわち、例えば処理
の前半で酸素供給速度を高めれば溶鋼中の酸素濃度の増
加速度が増加するので(2)式の吹き込みガス気泡と溶
鋼間の反応で気泡内に吸収されるCOガスの量は増加す
る。その結果、気泡中のガス量が増え、気泡による撹拌
エネルギーは増加する。その結果、(6)式のε’は
(1)式を用いたεよりも大きくなる。これも(12)
式で予想されるKに比べ、実際のKを大きくする方向に
作用するので脱炭速度が遅くなることは無い。
濃度を0.1%超に高めてしまうと、次工程で行う脱炭
処理の際に(4)式で発生するCOガスの量が大きくな
り、溶鋼のスプラッシュによる飛散も大きくなるため、
減圧するべき空間の容積を大きくする必要が生じてR
H,DH等の高真空精錬装置と同等の過大な真空槽容
積、真空排気装置が必要となってくるために、望ましく
は0.1%以下に止めるのが良い。
決まる酸素量のみを反応界面に与えることが肝要であ
り、この目的に例えば溶鋼表面にランス等から酸素ガス
を吹き付けたり、或いは浸漬ランスから酸素ガスを吹き
込んでも良いし、スケール等の固体酸化物を溶鋼に添加
しても良く、その操業形態、熱的余裕度を勘案しながら
方式を選択すれば良い。
の軽処理を組み合わせた低炭素鋼の溶製方法との違いを
要約すると以下の様である。
比べて少ない溶鋼界面積で処理が可能となる。この事は
本発明者らが自由表面における脱炭反応の物質移動係数
が(6)式で表されるという知見に基づく。即ち、従
来、脱炭反応などの反応速度は反応界面積に比例すると
考えられていたが、(6)式に基づき最終的に得られた
(12)式によると反応速度は界面積の僅か0.211
乗則でしか増加しないことを見出したことにある。従来
のRHの溶鋼単位重量当たりの反応界面積は常識的に2
00〜300cm2 /t程度とされていたが、本発明で
は150cm2 /t未満でも撹拌力εを適正に保つこと
で脱炭処理が可能であることを見出した点にある。ただ
し、50cm2 /t未満になると脱炭速度を得るために
は撹拌力を増大する必要が生じるが、真空槽内を通過す
るガスの流速が極めて大となり、1torr程度の高真
空精錬のようにスプラッシュ高さが高くなる。この場
合、径は小さくし得るものの、真空槽の高さが大きくな
りメカニカルポンプで排気し得る容積を越えるので大型
の排気装置が必要となり、本発明の目的を損なうので5
0cm2 /t以上が望ましい。また、150cm2 /t
以上になると脱炭速度は若干改善され得るものの、真空
槽の容積が増大し、やはり大型の排気装置を要する結果
となり、また、多くの耐火物を要し、更に耐火物と溶鋼
の接触面積が増加して温度低下がRHやDH並に大きく
なるので、低炭素鋼を安価に溶製するという本発明の目
的を損なう。
可能であるから、例えば溶鋼量290tに対して従来の
RH脱ガス装置のような1.9m以上といった大きな内
径を持つ真空槽は本来必要で無いことが明らかとなった
が、これにより真空槽が極めてコンパクトな設計で脱炭
処理が可能となった。
低真空で処理できるので、従来RHやDHで必要であっ
たスチームエジェクター、ブースター等の巨大な真空排
気系は必要無く、メカニカルポンプ程度の設備ですむ。
従って設備費用が極めて安価であることと、従来多量に
要していた電力、蒸気などのエネルギーコストが極めて
低廉で済む。ただし、300torr超になると撹拌力
を確保するのに必要なガス量が膨大になり、ガスコスト
が増加することとスプラッシュが高く上がるようにな
り、真空槽の高さを確保する必要が生じるため排気容積
が増加し、排気量の大きな真空ポンプを要し、設備費上
望ましくない。
torr以下であるために従来の真空精錬設備を用いて
処理を行う方法に比べて耐火物コストも極めて低廉であ
る。即ち、高真空処理を前提としたRHやDHでは特に
高温焼成した緻密なダイレクトボンド煉瓦を使用するこ
とが一般的となっているが、本法では低廉で補修が容易
なキャスタブル耐火物でも可能である。
炉で炭素濃度を0.071%に吹き止め、その溶鋼3を
図1に例を示す底吹き機能を有する取鍋1に出鋼した
後、Arガス7を583Nl/minの割合で取鍋1に
設けた底吹き羽口8より底吹きしてスラグが排出された
溶鋼3の表面部分に内径1.4mのシールフード2をか
ぶせた後、シールフード2内をメカニカルポンプ4で排
気しつつ300torrの真空度に保ちながら、酸素ガ
ス5をシールフード2に設けたランス6より吹き付けな
がら脱炭処理を行った例である。この時の溶鋼量は15
9.1tである。炭素濃度は処理前0.071%から9
分後に0.040%まで脱炭出来た。その後、脱酸用A
lをフード内で添加して脱酸し、連続鋳造工程で鋳造し
た。
転炉で炭素濃度を0.084%に吹き止めた溶鋼315
0tを取鍋1に出鋼後、スラグを排出した後、図1に示
す装置で溶鋼を脱炭処理した場合の例である。この時の
フード内圧力は200torr一定に保持し、底からA
rガスを667Nl/minの割合で流した。フード内
径は160cmとした。炭素濃度は15分の脱炭処理
後、0.030%まで低下した。脱炭処理後Alを添加
して脱酸し、鋳造を行った。
き転炉で炭素濃度0.04%目標の低炭素鋼を精錬した
例を示す。生成したスラグ中のFeO濃度は23%であ
った。また溶鋼の酸素濃度は470ppmであった。実
施例1に比較すると脱酸用Alの歩留まりは低く、約6
4%であった。
底吹き転炉で炭素濃度0.03%目標の低炭素鋼を精錬
した例を示す。生成した転炉スラグ中のFeO濃度は2
1.1%にも及び、鉄歩留まりは99.5%であったが
精錬後の酸素濃度は580ppmと高かったため、脱酸
用Al等の合金歩留まりが低く、更に非金属介在物によ
る製品欠陥が多発した。
の低炭素鋼をRH脱ガス装置を用いて精錬した例であ
る。高炉で製造した溶銑を上底吹き転炉吹錬した後の炭
素濃度は0.074%であった。その後溶鋼を取鍋に移
し、RH脱炭を3min間施したが、最終の炭素濃度は
0.025%であった。しかし、使用した電力、蒸気使
用量は溶鋼1t当たり7.7kWh,2.4kgに達し
た。また、温度低下が大きく、昇熱を要した。
っていた低炭素溶鋼の脱炭処理を次工程の100tor
r超、300torr以下の下での軽真空脱炭処理と分
割して行うことにより転炉脱炭後のスラグのFeO、
及び溶鋼中酸素濃度を低下させ、合金等の歩留まりを向
上し、清浄な鋼を得ることが出来るとともに、RH精
錬における莫大な真空排気設備を要せず、それに伴うラ
ンニングコスト、設備費用の大幅な増加を要せず炭素濃
度0.02〜0.04%の低炭素鋼が溶製可能になる。
また、本発明は実施例に示した設備のみならず、一般的
な精錬装置においてシールフード、酸素供給用のラン
ス、酸素供給装置、簡単な真空ポンプを設置するのみで
実施可能であり、既にある真空精錬設備に真空ポンプを
設置したり、高真空精錬装置の排気系の一部を利用して
実施することも可能である。
る取鍋精錬装置の横断面図。
留まりを示す図。
ス 7…Arガス 8…底吹き羽口
Claims (2)
- 【請求項1】 上底吹き転炉を用いて最終目標炭素濃度
より0.03重量%以上、0.06重量%未満高い炭素
濃度まで脱炭する一次脱炭工程と、該溶鋼を更に100
torr超、300torr以下の範囲の圧力下で脱炭
処理を行い、炭素濃度0.02〜0.05重量%、酸素
濃度0.022〜0.04重量%の低炭素溶鋼を得る二
次脱炭工程を行うことを特徴とする低炭素溶鋼の精錬方
法。 - 【請求項2】 請求項1の一次脱炭後の二次脱炭精錬に
おいて、減圧下に晒されている溶鋼の面積A(cm2 )
を、溶鋼単位重量あたり50cm2 /t以上、150c
m2 /t未満とし、溶鋼に吹き込むガスが上記減圧に晒
された溶鋼表面を通過するように、かつA、及び(1)
式で計算される撹拌エネルギーε(W)と、(2)式で
定義される所定の脱炭速度容量係数K(l/min)の
関係が(3)式を満たすような条件で所定量の有効酸素
を供給しつつ脱炭処理を行うことを特徴とする低炭素溶
鋼の精錬方法 ε=0.00618 QTln(P/P0 ) (1) K=ln([%C]i /[%C]f )/t (2) 2.346×10-4A0.221 ε0.789 /Wm ≧K (3) ε撹拌エネルギー(W)、Q:ガス吹き込み量(Nl/
min)、T:溶鋼温度(K)、P:ガス吹き込みガス
圧力、P0 :真空槽内圧力 Wm :溶鋼量(t)、K:脱炭反応速度容量係数(l/
min)、[%C]i:処理前炭素濃度(重量%)、
[%C]f:処理後目標炭素濃度(重量%) A:溶鋼表面積(cm2 )、t:処理時間(min)
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JP (1) | JP3526687B2 (ja) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
WO2000012768A1 (fr) * | 1998-08-26 | 2000-03-09 | Nippon Steel Corporation | Procede simple d'affinage en coulee continue |
WO2000077264A1 (fr) * | 1999-06-16 | 2000-12-21 | Nippon Steel Corporation | Procede et dispositif de raffinage d'acier fondu |
JP2006183103A (ja) * | 2004-12-28 | 2006-07-13 | Jfe Steel Kk | 低炭素アルミキルド鋼の溶製方法 |
-
1996
- 1996-03-25 JP JP06833996A patent/JP3526687B2/ja not_active Expired - Fee Related
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US6432164B1 (en) | 1999-06-16 | 2002-08-13 | Nippon Steel Corporation | Method for refining molten steel and apparatus therefor |
JP2006183103A (ja) * | 2004-12-28 | 2006-07-13 | Jfe Steel Kk | 低炭素アルミキルド鋼の溶製方法 |
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