JPH1161237A - 極低炭素鋼の真空精錬による製造方法 - Google Patents
極低炭素鋼の真空精錬による製造方法Info
- Publication number
- JPH1161237A JPH1161237A JP22982597A JP22982597A JPH1161237A JP H1161237 A JPH1161237 A JP H1161237A JP 22982597 A JP22982597 A JP 22982597A JP 22982597 A JP22982597 A JP 22982597A JP H1161237 A JPH1161237 A JP H1161237A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- flow rate
- immersion
- molten steel
- immersion tube
- hydrogen gas
- 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.)
- Pending
Links
Landscapes
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 インジェクション等の特別な設備を用いるこ
となく、簡易に効率良く極低炭素鋼（炭素濃度５ppm 以
下）を筒状浸漬管を用いて製造する方法を提供する。 【解決手段】 取鍋内溶鋼に浸漬された筒状浸漬管内を
真空排気して、筒状浸漬管に水素ガスと不活性ガスを吹
込む。好ましくは下記３条件をいずれか、または組み合
わせて行う。 （１）水素ガス流量Ｑo と不活性ガス流量Ｑとの比Ｑo
／Ｑ＝１〜１０。 （２）処理溶鋼トン当たりの不活性ガス流量Ｑt ＝０．
００２〜０．０２Nm3 /分・トン。 （３）筒状浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ／Ｄo
＝０．３〜０．８。
となく、簡易に効率良く極低炭素鋼（炭素濃度５ppm 以
下）を筒状浸漬管を用いて製造する方法を提供する。 【解決手段】 取鍋内溶鋼に浸漬された筒状浸漬管内を
真空排気して、筒状浸漬管に水素ガスと不活性ガスを吹
込む。好ましくは下記３条件をいずれか、または組み合
わせて行う。 （１）水素ガス流量Ｑo と不活性ガス流量Ｑとの比Ｑo
／Ｑ＝１〜１０。 （２）処理溶鋼トン当たりの不活性ガス流量Ｑt ＝０．
００２〜０．０２Nm3 /分・トン。 （３）筒状浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ／Ｄo
＝０．３〜０．８。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、真空精錬により高
能率に極低炭素鋼（炭素濃度１０ppm 、好ましくは５pp
m 以下）を製造する方法に関する。
能率に極低炭素鋼（炭素濃度１０ppm 、好ましくは５pp
m 以下）を製造する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】近年、冷延鋼板の納期短縮化、能率向上
の観点から、連続焼鈍設備の採用が盛んであり、これに
適合する素材として炭素濃度が１０ppm 以下の極低炭素
鋼が必要である。加えて、鋼板に対する一層の深絞り性
向上のニーズに対応するためにも炭素濃度を１０ppm 以
下とする必要性が増してきている。
の観点から、連続焼鈍設備の採用が盛んであり、これに
適合する素材として炭素濃度が１０ppm 以下の極低炭素
鋼が必要である。加えて、鋼板に対する一層の深絞り性
向上のニーズに対応するためにも炭素濃度を１０ppm 以
下とする必要性が増してきている。
【０００３】極低炭素鋼は、転炉で経済的に脱炭し得る
限界まで脱炭し、その後真空脱炭装置で鋼中酸素あるい
は添加酸素源（吹込み酸化性ガスまたは鉄酸化物などの
固体酸素）との反応により目標の濃度まで脱炭し製造さ
れる。一般的に、転炉では炭素重量濃度０．０２〜０．
１０％まで脱炭する。その理由は、０．０２％未満まで
転炉で脱炭させると炭素以外にも大量の鉄が酸化され鉄
分歩留まりが低下するからであり、０．１０％を超える
と真空脱炭装置での処理負荷が大きくなり経済的でない
からである。
限界まで脱炭し、その後真空脱炭装置で鋼中酸素あるい
は添加酸素源（吹込み酸化性ガスまたは鉄酸化物などの
固体酸素）との反応により目標の濃度まで脱炭し製造さ
れる。一般的に、転炉では炭素重量濃度０．０２〜０．
１０％まで脱炭する。その理由は、０．０２％未満まで
転炉で脱炭させると炭素以外にも大量の鉄が酸化され鉄
分歩留まりが低下するからであり、０．１０％を超える
と真空脱炭装置での処理負荷が大きくなり経済的でない
からである。
【０００４】この真空脱炭処理装置としては、通常ＲＨ
装置が用いられる。ＲＨ装置とは、真空槽の下部に２本
の浸漬管を有する構成からなり、その処理方法は一方の
浸漬管から環流用アルゴンガスを流すことにより溶鋼を
真空槽内に導き脱炭反応を進行させ、他方の浸漬管から
処理溶鋼を取鍋内に戻す精錬法である。しかし、このＲ
Ｈ法では低炭素濃度域（０．０１％即ち１００ppm 以
下）において脱炭速度が低下し、炭素濃度が１０ppm 以
下の極低炭素鋼の製造に時間がかかるという問題があっ
た。
装置が用いられる。ＲＨ装置とは、真空槽の下部に２本
の浸漬管を有する構成からなり、その処理方法は一方の
浸漬管から環流用アルゴンガスを流すことにより溶鋼を
真空槽内に導き脱炭反応を進行させ、他方の浸漬管から
処理溶鋼を取鍋内に戻す精錬法である。しかし、このＲ
Ｈ法では低炭素濃度域（０．０１％即ち１００ppm 以
下）において脱炭速度が低下し、炭素濃度が１０ppm 以
下の極低炭素鋼の製造に時間がかかるという問題があっ
た。
【０００５】以上の問題を解決するために、ＲＨ処理時
に溶鋼に水素ガスを供給することにより脱炭速度を高め
る方法が以下のように提案されている。
に溶鋼に水素ガスを供給することにより脱炭速度を高め
る方法が以下のように提案されている。
【０００６】特開平４−２５４５０８号公報の発明は、
上昇管 (環流用アルゴン吹込み浸漬管) の断面積（内
径：０．６m 、断面積：０．２８m2）が小さく、水素ガ
ス流量が１．４Nm3 / 分 (面積当たり換算流量：５Nm3
/ 分・m2) で水素溶解量が飽和するため、溶解促進策と
してランスを使用した水素ガスインジェクションあるい
は上吹きといった方法を併用することを提案している。
しかし、ランスの使用は、ランス昇降設備等の新たな設
備が必要であり、消耗品であるランスのランニングコス
トが加わるという問題がある。一方、水素ガスの上吹き
は前記上昇管からの水素ガス吹込みと比べて、水素ガス
の溶解効率が低く処理に時間がかかり、更に水素原単位
が高くなるという問題もある。
上昇管 (環流用アルゴン吹込み浸漬管) の断面積（内
径：０．６m 、断面積：０．２８m2）が小さく、水素ガ
ス流量が１．４Nm3 / 分 (面積当たり換算流量：５Nm3
/ 分・m2) で水素溶解量が飽和するため、溶解促進策と
してランスを使用した水素ガスインジェクションあるい
は上吹きといった方法を併用することを提案している。
しかし、ランスの使用は、ランス昇降設備等の新たな設
備が必要であり、消耗品であるランスのランニングコス
トが加わるという問題がある。一方、水素ガスの上吹き
は前記上昇管からの水素ガス吹込みと比べて、水素ガス
の溶解効率が低く処理に時間がかかり、更に水素原単位
が高くなるという問題もある。
【０００７】特開平４−３３３５１２号公報の発明は、
脱炭途中で一旦真空度を下げて水素ガスの溶解を促進す
る方法の提案であるが、再度真空度を戻すのに時間がか
かり処理時間の延長につながり、効率的な方法とは言い
難い。
脱炭途中で一旦真空度を下げて水素ガスの溶解を促進す
る方法の提案であるが、再度真空度を戻すのに時間がか
かり処理時間の延長につながり、効率的な方法とは言い
難い。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】本発明の課題は水素イ
ンジェクションランス等の特別な設備を用いることな
く、簡易に効率良く極低炭素鋼（目標炭素濃度５ppm 以
下）を製造する方法を提供することにある。
ンジェクションランス等の特別な設備を用いることな
く、簡易に効率良く極低炭素鋼（目標炭素濃度５ppm 以
下）を製造する方法を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】取鍋内溶鋼に浸漬された
筒状浸漬管内を真空排気して、この筒状浸漬管内から水
素ガスと不活性ガスを吹込むことを特徴とする極低炭素
鋼の製造方法であり、好ましくは下記３条件をいずれ
か、または組み合わせて行う方法である。
筒状浸漬管内を真空排気して、この筒状浸漬管内から水
素ガスと不活性ガスを吹込むことを特徴とする極低炭素
鋼の製造方法であり、好ましくは下記３条件をいずれ
か、または組み合わせて行う方法である。
【００１０】（１）水素ガス流量Ｑo と不活性ガス流量
Ｑとの比Ｑo ／Ｑが１〜１０であること。
Ｑとの比Ｑo ／Ｑが１〜１０であること。
【００１１】（２）処理溶鋼トン当たりの不活性ガス流
量Ｑt が０．００２〜０．０２Nm3 /分・トンであるこ
と。
量Ｑt が０．００２〜０．０２Nm3 /分・トンであるこ
と。
【００１２】（３）筒状浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo と
の比Ｄ／Ｄo が０．３〜０．８であること
の比Ｄ／Ｄo が０．３〜０．８であること
【００１３】
【発明の実施の形態】図１（ａ）は筒状浸漬管の全体構
成を示す縦断面図、図１（ｂ）は図１（ａ）の浸漬羽口
３における水平断面図である。
成を示す縦断面図、図１（ｂ）は図１（ａ）の浸漬羽口
３における水平断面図である。
【００１４】Ｄは筒状浸漬管内径、Ｄo は取鍋内径、θ
は浸漬羽口の水平方向の設置範囲を示す浸漬管の中心
角、Δθは羽口間角度、ｈはガス吹込み深さ (羽口位置
から溶鋼表面までの距離) 、Ｈは浸漬管の下端から羽口
までの距離である。
は浸漬羽口の水平方向の設置範囲を示す浸漬管の中心
角、Δθは羽口間角度、ｈはガス吹込み深さ (羽口位置
から溶鋼表面までの距離) 、Ｈは浸漬管の下端から羽口
までの距離である。
【００１５】筒状浸漬管２の水平断面形状には特別な制
約はないが、取鍋が通常円形であることを考慮すれば、
図１（ｂ）に示すような円形とするのが望ましい。
約はないが、取鍋が通常円形であることを考慮すれば、
図１（ｂ）に示すような円形とするのが望ましい。
【００１６】浸漬羽口３の設置は、図１の例では筒状浸
漬管２の下端近傍の内壁に設置しているが、筒状浸漬管
２内であればよい。また、図１の例では浸漬羽口３の設
置は単段かつ複数本であるが、多段かつ各段で複数本と
してもよい。
漬管２の下端近傍の内壁に設置しているが、筒状浸漬管
２内であればよい。また、図１の例では浸漬羽口３の設
置は単段かつ複数本であるが、多段かつ各段で複数本と
してもよい。
【００１７】浸漬羽口３の水平方向の設置範囲を示す浸
漬管の中心角（θ）は、安定した循環流を確保するため
に１３０〜２３０度、羽口間角度（Δθ）は均一流を得
るために５〜３０度が望ましい。
漬管の中心角（θ）は、安定した循環流を確保するため
に１３０〜２３０度、羽口間角度（Δθ）は均一流を得
るために５〜３０度が望ましい。
【００１８】浸漬羽口３の上下方向の設置の望ましい範
囲は、周辺耐火物の保護および筒状浸漬管のスプラッシ
ュ発生防止の観点から５０〜５００mmが適当である。
囲は、周辺耐火物の保護および筒状浸漬管のスプラッシ
ュ発生防止の観点から５０〜５００mmが適当である。
【００１９】筒状浸漬管２内を真空排気して溶鋼４を筒
状浸漬管２内へ吸い上げる。この時の溶鋼の吸い上げ高
さｈ（羽口位置から溶鋼表面までの距離）は、十分な気
液接触を確保するために１０００〜２０００mm程度にす
るのが望ましい。
状浸漬管２内へ吸い上げる。この時の溶鋼の吸い上げ高
さｈ（羽口位置から溶鋼表面までの距離）は、十分な気
液接触を確保するために１０００〜２０００mm程度にす
るのが望ましい。
【００２０】筒状浸漬管２内の到達圧力は脱ガス速度
（脱炭速度）に大きな影響を与えるから、圧力を低下さ
せる（真空度を高める）ことが重要である。到達圧力は
吹込みガスの流量と真空ポンプの排気能力との兼ね合い
で決まるが、脱炭処理時の望ましい到達圧力は１００To
rr以下、さらに望ましいのは５Torr以下である。
（脱炭速度）に大きな影響を与えるから、圧力を低下さ
せる（真空度を高める）ことが重要である。到達圧力は
吹込みガスの流量と真空ポンプの排気能力との兼ね合い
で決まるが、脱炭処理時の望ましい到達圧力は１００To
rr以下、さらに望ましいのは５Torr以下である。
【００２１】本発明の要諦は、浸漬管羽口３からの吹込
みガスとして、水素ガスと不活性ガスを共に用いること
にある。その理由は、本法は筒状浸漬管２を使用してい
るため断面積（内径２．５m の場合に前記ＲＨ上昇管の
約２０倍の断面積）が大きく、浸漬羽口３から入った水
素ガス単独の場合に、ほとんどの水素ガスが前記ＲＨ上
昇管とは異なり溶解するためである。この結果、溶鋼の
循環に寄与するガス量が小さくなり、取鍋内溶鋼の上下
間の循環が低下する。この循環を高めるために不活性ガ
スを共に用いることが必要となる。この場合、浸漬管羽
口３の全てに水素ガスと不活性ガスの混合ガス用いるこ
とが望ましい。これに対して、内壁に並んだ浸漬羽口３
から水素ガス、不活性ガスをそれぞれ単独で吹込んでも
よいが、すでに述べたように水素ガスを単独で用いると
その羽口付近でほとんどが溶解するため不活性ガスを単
独で用いた羽口との間で、ガス流れが不均一になり溶鋼
の循環効率が低下するからである。
みガスとして、水素ガスと不活性ガスを共に用いること
にある。その理由は、本法は筒状浸漬管２を使用してい
るため断面積（内径２．５m の場合に前記ＲＨ上昇管の
約２０倍の断面積）が大きく、浸漬羽口３から入った水
素ガス単独の場合に、ほとんどの水素ガスが前記ＲＨ上
昇管とは異なり溶解するためである。この結果、溶鋼の
循環に寄与するガス量が小さくなり、取鍋内溶鋼の上下
間の循環が低下する。この循環を高めるために不活性ガ
スを共に用いることが必要となる。この場合、浸漬管羽
口３の全てに水素ガスと不活性ガスの混合ガス用いるこ
とが望ましい。これに対して、内壁に並んだ浸漬羽口３
から水素ガス、不活性ガスをそれぞれ単独で吹込んでも
よいが、すでに述べたように水素ガスを単独で用いると
その羽口付近でほとんどが溶解するため不活性ガスを単
独で用いた羽口との間で、ガス流れが不均一になり溶鋼
の循環効率が低下するからである。
【００２２】炭素濃度が０．０１％（１００ppm ）以下
の領域で水素ガスを使用するのが望ましい。これを超え
ての炭素濃度域では、不活性ガス単独で脱炭速度が十分
速く、徒に水素ガス原単位が上がるだけでなく、水素ガ
スによる耐火物損傷の原因となるからである。
の領域で水素ガスを使用するのが望ましい。これを超え
ての炭素濃度域では、不活性ガス単独で脱炭速度が十分
速く、徒に水素ガス原単位が上がるだけでなく、水素ガ
スによる耐火物損傷の原因となるからである。
【００２３】上述のように、ＲＨ上昇管に比較して大径
の筒状浸漬管を使用することにより効率良く水素を溶解
できるため、最小限の水素吹込みで脱炭反応を促進でき
る水素濃度が確保できる。この結果、真空系の負荷を最
小限に抑えることが可能となり、処理中の真空度を定常
的に高く維持できるため、この真空界面における水素ボ
イリングを極低炭領域でも安定して行うことができる。
このため脱炭速度を高レベルに維持することが可能とな
り炭素濃度５ppm 以下の極低炭素鋼が可能となる。しか
も、水素使用時の課題である耐火物損傷の問題も最小に
抑えることが可能となる。
の筒状浸漬管を使用することにより効率良く水素を溶解
できるため、最小限の水素吹込みで脱炭反応を促進でき
る水素濃度が確保できる。この結果、真空系の負荷を最
小限に抑えることが可能となり、処理中の真空度を定常
的に高く維持できるため、この真空界面における水素ボ
イリングを極低炭領域でも安定して行うことができる。
このため脱炭速度を高レベルに維持することが可能とな
り炭素濃度５ppm 以下の極低炭素鋼が可能となる。しか
も、水素使用時の課題である耐火物損傷の問題も最小に
抑えることが可能となる。
【００２４】なお、脱炭速度を表す指標として、下記に
示す定義の脱炭速度定数Ｋc を用いた。 Ｋc ＝ln（ [Ｃ]o/[Ｃ]e）/ Ｔ （分-1） [Ｃ]o：処理前の溶鋼中炭素濃度（ppm) [Ｃ]e：処理後の溶鋼中炭素濃度（ppm) Ｔ：処理時間（真空脱炭時間） 以上のような本発明方法の前提条件の下での検討結果に
基づき、本発明方法における条件を前記のように限定し
た理由について図２〜図５により次に説明する。
示す定義の脱炭速度定数Ｋc を用いた。 Ｋc ＝ln（ [Ｃ]o/[Ｃ]e）/ Ｔ （分-1） [Ｃ]o：処理前の溶鋼中炭素濃度（ppm) [Ｃ]e：処理後の溶鋼中炭素濃度（ppm) Ｔ：処理時間（真空脱炭時間） 以上のような本発明方法の前提条件の下での検討結果に
基づき、本発明方法における条件を前記のように限定し
た理由について図２〜図５により次に説明する。
【００２５】図２に示すように、炭素濃度領域が２０pp
m 以下における脱炭速度定数を０．２分-1以上にするた
めに、浸漬管内壁羽口からの水素ガス流量Ｑo と不活性
ガス流量Ｑとの比Ｑo ／Ｑは１〜１０が好ましい。さら
に好ましくは２〜５である。
m 以下における脱炭速度定数を０．２分-1以上にするた
めに、浸漬管内壁羽口からの水素ガス流量Ｑo と不活性
ガス流量Ｑとの比Ｑo ／Ｑは１〜１０が好ましい。さら
に好ましくは２〜５である。
【００２６】その理由は１０を超えるほど水素ガスを多
量に吹込むと、真空ポンプの負荷が増大し真空槽内の圧
力が低下せず、結果として炭素の平衡濃度も低下せず脱
炭速度が低下するからである。また、水素ガスを多量に
吹込むとすると浸漬羽口周りの耐火物損傷が大きくな
り、耐火物寿命が低下するため、この観点からも上限は
１０が適当である。吹込量が少なすぎると、溶鋼中の水
素濃度が小さくなり、脱炭速度向上効果が得られなくな
る。この下限が１である。
量に吹込むと、真空ポンプの負荷が増大し真空槽内の圧
力が低下せず、結果として炭素の平衡濃度も低下せず脱
炭速度が低下するからである。また、水素ガスを多量に
吹込むとすると浸漬羽口周りの耐火物損傷が大きくな
り、耐火物寿命が低下するため、この観点からも上限は
１０が適当である。吹込量が少なすぎると、溶鋼中の水
素濃度が小さくなり、脱炭速度向上効果が得られなくな
る。この下限が１である。
【００２７】図３に示すように、炭素濃度領域が２０pp
m 以下における脱炭速度定数を０．２分-1以上にするた
めには不活性ガス流量Ｑt の上限は０．０２Nm3 / 分・
トン、下限は０．００２Nm3 / 分・トンであることが好
ましい。
m 以下における脱炭速度定数を０．２分-1以上にするた
めには不活性ガス流量Ｑt の上限は０．０２Nm3 / 分・
トン、下限は０．００２Nm3 / 分・トンであることが好
ましい。
【００２８】その理由は、０．００２未満では、溶鋼の
撹拌が不十分となり、脱炭反応の場合には溶鋼側炭素の
拡散律速となり脱炭速度定数を高くできないからであ
る。一方、不活性ガス流量が０．０２Nm3 / 分・トンを
超えると前述と同様に真空ポンプの負荷が増大し、真空
槽内の圧力が低下せず、結果として炭素の平衡濃度も低
下せず脱炭速度定数が低下するからである。不活性ガス
流量が０．０２Nm3 / 分・トンを超えると、真空槽内の
溶鋼スプラッシュが顕著になり、操業効率の低下等を招
くおそれがある。
撹拌が不十分となり、脱炭反応の場合には溶鋼側炭素の
拡散律速となり脱炭速度定数を高くできないからであ
る。一方、不活性ガス流量が０．０２Nm3 / 分・トンを
超えると前述と同様に真空ポンプの負荷が増大し、真空
槽内の圧力が低下せず、結果として炭素の平衡濃度も低
下せず脱炭速度定数が低下するからである。不活性ガス
流量が０．０２Nm3 / 分・トンを超えると、真空槽内の
溶鋼スプラッシュが顕著になり、操業効率の低下等を招
くおそれがある。
【００２９】第４図に示すように、炭素濃度領域が２０
ppm 以下における脱炭速度定数を０．２分-1以上にする
ために、浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ／Ｄo を
０．３以上とすることが好ましい。その理由は０．３未
満ではＲＨ装置の前記上昇管に水素を吹込んだ場合と同
様に、筒状浸漬管に吹込んだ水素ガスのガス占有率が高
くなり水素溶解濃度が下がるため脱炭速度定数が低下す
るからである。
ppm 以下における脱炭速度定数を０．２分-1以上にする
ために、浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比Ｄ／Ｄo を
０．３以上とすることが好ましい。その理由は０．３未
満ではＲＨ装置の前記上昇管に水素を吹込んだ場合と同
様に、筒状浸漬管に吹込んだ水素ガスのガス占有率が高
くなり水素溶解濃度が下がるため脱炭速度定数が低下す
るからである。
【００３０】図５に示すように、耐火物寿命 (Ｄ／Ｄo
＝０．２５の場合の寿命を１として耐火物寿命を指数
化) の極端な低下を防止するために、Ｄ／Ｄo を０．８
以下にすることが望ましい。
＝０．２５の場合の寿命を１として耐火物寿命を指数
化) の極端な低下を防止するために、Ｄ／Ｄo を０．８
以下にすることが望ましい。
【００３１】
(実施例１)本発明を２５０トン規模の真空脱ガス装置で
実施した場合の例を述べる。上底吹転炉にて溶製した鋼
中炭素濃度約３５０ppm 、鋼中溶解酸素濃度約４５０pp
m の未脱酸溶鋼２５０トンを処理した。
実施した場合の例を述べる。上底吹転炉にて溶製した鋼
中炭素濃度約３５０ppm 、鋼中溶解酸素濃度約４５０pp
m の未脱酸溶鋼２５０トンを処理した。
【００３２】２５０トン取鍋に筒状浸漬管を浸漬し、浸
漬管内を真空排気した状態で図１に示す浸漬管羽口３
（羽口数：１２本、羽口内径：３mm、浸漬羽口の設置範
囲を示す浸漬管の中心角θ：１８０度、羽口間角度Δ
θ：１５度、筒状浸漬管下端からの高さＨ：４００mm）
からアルゴンガスを３Nm3 / 分吹込み真空脱炭を開始し
た。
漬管内を真空排気した状態で図１に示す浸漬管羽口３
（羽口数：１２本、羽口内径：３mm、浸漬羽口の設置範
囲を示す浸漬管の中心角θ：１８０度、羽口間角度Δ
θ：１５度、筒状浸漬管下端からの高さＨ：４００mm）
からアルゴンガスを３Nm3 / 分吹込み真空脱炭を開始し
た。
【００３３】取鍋内径Ｄo は４m であり、浸漬管内径Ｄ
を２．５m （Ｄ／Ｄo ＝約０．６）にて極低炭素鋼を溶
製した。
を２．５m （Ｄ／Ｄo ＝約０．６）にて極低炭素鋼を溶
製した。
【００３４】炭素濃度８０ppm から水素ガス流量Ｑo は
０．４８〜１８Nm3 / 分) 、アルゴンガスＱは１．２Nm
3 / 分を均等に吹込んだ。すなわち、Ｑo ／Ｑは０．４
〜１５の範囲にて実施した。
０．４８〜１８Nm3 / 分) 、アルゴンガスＱは１．２Nm
3 / 分を均等に吹込んだ。すなわち、Ｑo ／Ｑは０．４
〜１５の範囲にて実施した。
【００３５】処理中の筒状浸漬管圧力（真空度）は２To
rrに制御し、浸漬羽口から吸い上げた溶鋼表面までの距
離ｈを１３００mmに維持しながら脱炭処理を１６分間実
施した。
rrに制御し、浸漬羽口から吸い上げた溶鋼表面までの距
離ｈを１３００mmに維持しながら脱炭処理を１６分間実
施した。
【００３６】表１に示すように、Ｑo ／Ｑが１以上から
１０以下では到達炭素濃度は３〜５ppm であったが、Ｑ
o ／Ｑが１未満あるいは１０を超えると１０〜１５ppm
となった。
１０以下では到達炭素濃度は３〜５ppm であったが、Ｑ
o ／Ｑが１未満あるいは１０を超えると１０〜１５ppm
となった。
【００３７】
【表１】
【００３８】表１に浸漬管耐火物寿命をＱo／Ｑ＝０．
４の場合の寿命を１として指数表示した値をのせている
が、Ｑo ／Ｑが10を超えると極端に寿命が低下した。
４の場合の寿命を１として指数表示した値をのせている
が、Ｑo ／Ｑが10を超えると極端に寿命が低下した。
【００３９】（実施例２）本発明を２５０トン規模の真
空脱ガス装置で実施した場合の例を述べる。上底吹転炉
にて溶製した鋼中炭素濃度約３５０ppm 、鋼中溶解酸素
濃度約４５０ppm の未脱酸溶鋼２５０トンを処理した。
空脱ガス装置で実施した場合の例を述べる。上底吹転炉
にて溶製した鋼中炭素濃度約３５０ppm 、鋼中溶解酸素
濃度約４５０ppm の未脱酸溶鋼２５０トンを処理した。
【００４０】２５０トン取鍋に筒状浸漬管を浸漬し、浸
漬管内を真空排気した状態で図１に示す浸漬管羽口（羽
口数：１２本、羽口内径：３mm、浸漬羽口の設置範囲を
示す浸漬管の中心角θ：１８０度、羽口間角度Δθ：１
５度、浸漬管下端からの高さＨ：４００mm）からアルゴ
ンガスを３Nm3 / 分吹込み真空脱炭を開始した。
漬管内を真空排気した状態で図１に示す浸漬管羽口（羽
口数：１２本、羽口内径：３mm、浸漬羽口の設置範囲を
示す浸漬管の中心角θ：１８０度、羽口間角度Δθ：１
５度、浸漬管下端からの高さＨ：４００mm）からアルゴ
ンガスを３Nm3 / 分吹込み真空脱炭を開始した。
【００４１】処理中の筒状浸漬管圧力（真空度）は２To
rrに制御し、浸漬羽口から吸い上げた溶鋼表面までの距
離ｈを１３００mmに維持しながら脱炭処理を１６分間実
施した。
rrに制御し、浸漬羽口から吸い上げた溶鋼表面までの距
離ｈを１３００mmに維持しながら脱炭処理を１６分間実
施した。
【００４２】取鍋内径Ｄo は４m であり、浸漬管内径Ｄ
を２．５m （Ｄ／Ｄo ＝約０．６）にて極低炭素鋼を溶
製した。炭素濃度８０ppm から水素ガス流量Ｑo は０．
５〜１５Nm3 / 分を流し、水素ガス流量Ｑo ／アルゴン
ガス流量Ｑの比を２で一定とした。
を２．５m （Ｄ／Ｄo ＝約０．６）にて極低炭素鋼を溶
製した。炭素濃度８０ppm から水素ガス流量Ｑo は０．
５〜１５Nm3 / 分を流し、水素ガス流量Ｑo ／アルゴン
ガス流量Ｑの比を２で一定とした。
【００４３】アルゴンの処理溶鋼トン当たりの使用範囲
を０．００１〜０．０３Nm3 / 分・トンにて実施した。
を０．００１〜０．０３Nm3 / 分・トンにて実施した。
【００４４】水素ガスとアルゴンガスを混合して各羽口
からは吹込んだ。表２に示すように、アルゴン流量Ｑt
が０．００２〜０．０２Nm3 / 分・トンでは到達炭素濃
度は４〜５ppm であるが、０．００２未満あるいは０．
０２を超えると１０〜１５ppm となった。
からは吹込んだ。表２に示すように、アルゴン流量Ｑt
が０．００２〜０．０２Nm3 / 分・トンでは到達炭素濃
度は４〜５ppm であるが、０．００２未満あるいは０．
０２を超えると１０〜１５ppm となった。
【００４５】
【表２】
【００４６】（実施例３）本発明を２５０トン規模の真
空脱ガス装置で実施した場合の例を述べる。上底吹転炉
にて溶製した鋼中炭素濃度約３５０ppm 、鋼中溶解酸素
濃度約４５０ppm の未脱酸溶鋼２５０トンを処理した。
空脱ガス装置で実施した場合の例を述べる。上底吹転炉
にて溶製した鋼中炭素濃度約３５０ppm 、鋼中溶解酸素
濃度約４５０ppm の未脱酸溶鋼２５０トンを処理した。
【００４７】２５０トン取鍋に筒状浸漬管を浸漬し、浸
漬管内を真空排気した状態で図１に示す浸漬管羽口３
（羽口数：１２本、羽口内径：３mm、浸漬羽口の設置範
囲を示す浸漬管の中心角θ：１８０度、羽口間角度Δ
θ：１５度、浸漬管下端からの高さＨ：４００mm）から
アルゴンガスを３Nm3 / 分吹込み真空脱炭を開始した。
漬管内を真空排気した状態で図１に示す浸漬管羽口３
（羽口数：１２本、羽口内径：３mm、浸漬羽口の設置範
囲を示す浸漬管の中心角θ：１８０度、羽口間角度Δ
θ：１５度、浸漬管下端からの高さＨ：４００mm）から
アルゴンガスを３Nm3 / 分吹込み真空脱炭を開始した。
【００４８】処理中の筒状浸漬管圧力（真空度）は２To
rrに制御し、浸漬羽口から吸い上げた溶鋼表面までの距
離ｈを１３００mmに維持しながら脱炭処理を１６分間実
施した。
rrに制御し、浸漬羽口から吸い上げた溶鋼表面までの距
離ｈを１３００mmに維持しながら脱炭処理を１６分間実
施した。
【００４９】取鍋内径Ｄo は４m で、浸漬管内径Ｄを
１．０〜３．５m の条件、即ちＤ／Ｄo が０．２５〜
０．８８の各条件で極低炭素鋼を溶製した。炭素濃度８
０ppm から上記浸漬羽口１２本から３Nm3 / 分の水素ガ
スＱo と合計１．２Nm3 / 分のアルゴンガスＱを均等に
吹込んだ。即ちＱo ／Ｑは２．５の一定でおこなった。
１．０〜３．５m の条件、即ちＤ／Ｄo が０．２５〜
０．８８の各条件で極低炭素鋼を溶製した。炭素濃度８
０ppm から上記浸漬羽口１２本から３Nm3 / 分の水素ガ
スＱo と合計１．２Nm3 / 分のアルゴンガスＱを均等に
吹込んだ。即ちＱo ／Ｑは２．５の一定でおこなった。
【００５０】表３に示すように、、Ｄ／Ｄo が０．３以
上では到達炭素濃度は３〜５ppm であるが、Ｄ／Ｄo が
０．３未満では、１０〜１５ppm となった。
上では到達炭素濃度は３〜５ppm であるが、Ｄ／Ｄo が
０．３未満では、１０〜１５ppm となった。
【００５１】表３に浸漬管耐火物寿命をＤ／Ｄo ＝０．
２５の場合を１として指数表示した値をのせたがＤ／Ｄ
o が０．８を超えると極端に寿命が低下した。なお、従
来例は、特開平４−２５４５０８号公報の実施例から引
用した。その実施方法は、ＲＨ法にて上昇管から水素ガ
ス２．５Nm3 / 分およびアルゴンガス１．５Nm3 / 分を
吹き込み、更にインジェクションランスから水素ガス
１．０Nm3 / 分を吹込むものである。
２５の場合を１として指数表示した値をのせたがＤ／Ｄ
o が０．８を超えると極端に寿命が低下した。なお、従
来例は、特開平４−２５４５０８号公報の実施例から引
用した。その実施方法は、ＲＨ法にて上昇管から水素ガ
ス２．５Nm3 / 分およびアルゴンガス１．５Nm3 / 分を
吹き込み、更にインジェクションランスから水素ガス
１．０Nm3 / 分を吹込むものである。
【００５２】
【表３】
【００５３】
【発明の効果】本発明の真空精錬方法を用いることによ
り、脱炭時の脱炭速度を低下させることなく高効率に極
低炭素鋼（目標炭素濃度５ppm 以下）の製造が可能とな
った。また、同時に耐火物の損耗を抑制することができ
た。
り、脱炭時の脱炭速度を低下させることなく高効率に極
低炭素鋼（目標炭素濃度５ppm 以下）の製造が可能とな
った。また、同時に耐火物の損耗を抑制することができ
た。
【図１】本発明方法を実施するための装置の構成例を示
す概略図であり、図１（ａ）は定常操業しているときの
状況を示す要部の縦断面図、図１（ｂ）は図１（ａ）の
浸漬羽口における水平断面の概略図である。
す概略図であり、図１（ａ）は定常操業しているときの
状況を示す要部の縦断面図、図１（ｂ）は図１（ａ）の
浸漬羽口における水平断面の概略図である。
【図２】脱炭速度定数Ｋc と水素ガス流量Ｑo ／不活性
ガス流量Ｑの関係を示すグラフである。
ガス流量Ｑの関係を示すグラフである。
【図３】脱炭速度定数Ｋc と不活性ガス流量Ｑt の関係
を示すグラフである。
を示すグラフである。
【図４】脱炭速度定数Ｋc とＤ／Ｄo の関係を示すグラ
フである。
フである。
【図５】耐火物寿命と浸漬管内径Ｄ／取鍋内径Ｄo の関
係を示すグラフである。
係を示すグラフである。
１：取鍋、２：筒状浸漬管、３：浸漬羽口、４：溶鋼、
Ｄ：筒状浸漬管内径、Ｄo：取鍋内径、θ：浸漬羽口の
水平方向の設置範囲を示す浸漬管の中心角、Δθ：羽口
間角度、Ｈ：浸漬管の下端から羽口までの距離、ｈ：浸
漬羽口から溶鋼表面までの距離
Ｄ：筒状浸漬管内径、Ｄo：取鍋内径、θ：浸漬羽口の
水平方向の設置範囲を示す浸漬管の中心角、Δθ：羽口
間角度、Ｈ：浸漬管の下端から羽口までの距離、ｈ：浸
漬羽口から溶鋼表面までの距離
Claims (4)
- 【請求項１】 取鍋内溶鋼に浸漬された筒状浸漬管内を
真空排気して、該筒状浸漬管内から水素ガスと不活性ガ
スを吹込むことを特徴とする極低炭素鋼の製造方法。 - 【請求項２】 水素ガス流量Ｑo と不活性ガス流量Ｑと
の比Ｑo ／Ｑが１〜１０であることを特徴とする請求項
１記載の極低炭素鋼の製造方法。 - 【請求項３】 処理溶鋼トン当たりの不活性ガス流量Ｑ
t が０．００２〜０．０２Nm3 / 分・トンであることを
特徴とする請求項１または２の記載の極低炭素鋼の製造
方法。 - 【請求項４】 筒状浸漬管内径Ｄと取鍋内径Ｄo との比
Ｄ／Ｄo が０．３〜０．８であることを特徴とする請求
項１〜３のいずれか記載の極低炭素鋼の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22982597A JPH1161237A (ja) | 1997-08-26 | 1997-08-26 | 極低炭素鋼の真空精錬による製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22982597A JPH1161237A (ja) | 1997-08-26 | 1997-08-26 | 極低炭素鋼の真空精錬による製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1161237A true JPH1161237A (ja) | 1999-03-05 |
Family
ID=16898269
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP22982597A Pending JPH1161237A (ja) | 1997-08-26 | 1997-08-26 | 極低炭素鋼の真空精錬による製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1161237A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN1316045C (zh) * | 1999-06-16 | 2007-05-16 | 新日本制铁株式会社 | 钢水的精炼方法及精炼装置 |
| KR100782708B1 (ko) * | 2001-12-21 | 2007-12-05 | 주식회사 포스코 | 진공 탈탄 설비의 용강비산 방지장치 |
-
1997
- 1997-08-26 JP JP22982597A patent/JPH1161237A/ja active Pending
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN1316045C (zh) * | 1999-06-16 | 2007-05-16 | 新日本制铁株式会社 | 钢水的精炼方法及精炼装置 |
| KR100782708B1 (ko) * | 2001-12-21 | 2007-12-05 | 주식회사 포스코 | 진공 탈탄 설비의 용강비산 방지장치 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP5428447B2 (ja) | Ｒｈ真空脱ガス装置における溶鋼の精錬方法 | |
| JPH1161237A (ja) | 極低炭素鋼の真空精錬による製造方法 | |
| JPS6137912A (ja) | 溶鋼の真空精錬法 | |
| JPH05239534A (ja) | 無方向性電磁鋼板材の溶製方法 | |
| JP4806863B2 (ja) | Ｒｈ真空脱ガス装置における溶鋼の精錬方法 | |
| JP2582316B2 (ja) | 真空精錬炉を用いた低炭素鋼の溶製法 | |
| JP2767674B2 (ja) | 高純度ステンレス鋼の精錬方法 | |
| JP2773883B2 (ja) | 真空脱ガス処理による極低炭素鋼の溶製方法 | |
| JP3252726B2 (ja) | 溶鋼の真空精錬方法 | |
| JP4035904B2 (ja) | 清浄性に優れた極低炭素鋼の製造方法 | |
| JP3070416B2 (ja) | 溶鋼の真空脱ガス方法 | |
| KR100921500B1 (ko) | 극저탄소강의 탈황방법 | |
| JP3282487B2 (ja) | ホーロー用鋼の製造方法 | |
| JP3785257B2 (ja) | ステンレス鋼の脱ガス精錬方法 | |
| RU2441924C1 (ru) | Способ циркуляционного вакуумирования стали | |
| JP3914611B2 (ja) | ステンレス溶鋼の脱炭精錬方法 | |
| JP2023003384A (ja) | 溶鋼の脱窒処理方法 | |
| JPH03107412A (ja) | 極低炭素鋼の溶製方法 | |
| JP2962163B2 (ja) | 高清浄極低炭素鋼の溶製方法 | |
| KR100398379B1 (ko) | 진공탈가스설비에의한용강의탈탄방법 | |
| JPH08120325A (ja) | 高清浄性極低炭素鋼の製造方法 | |
| JPH08283828A (ja) | 極低炭素鋼の真空精錬方法 | |
| JP2001158910A (ja) | 溶鋼の真空精錬方法 | |
| JPH02267213A (ja) | 溶鋼の真空脱炭方法 | |
| JPH0499119A (ja) | 極低炭素鋼の溶製方法およびその装置 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Effective date: 20040318 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20050201 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20070626 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20071023 |