JPS6050108A - 複合精錬炉による極低炭素鋼溶製法 - Google Patents
複合精錬炉による極低炭素鋼溶製法Info
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- JPS6050108A JPS6050108A JP15767283A JP15767283A JPS6050108A JP S6050108 A JPS6050108 A JP S6050108A JP 15767283 A JP15767283 A JP 15767283A JP 15767283 A JP15767283 A JP 15767283A JP S6050108 A JPS6050108 A JP S6050108A
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-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
産業上の利用分野
本発明は、複合精錬炉によって極低炭素鋼を経済的に脱
炭精錬する溶製法に関する。
炭精錬する溶製法に関する。
以下、本発明の詳細な説明にあたり、上底吹転炉に適用
した例を述べるが、本発明は、他の複合精錬炉にも広く
適用できる画期的なものである。
した例を述べるが、本発明は、他の複合精錬炉にも広く
適用できる画期的なものである。
従来技術
これまで、脱炭炉の主流として広（Ｌ Ｄ転炉が使用さ
れてきたが、最近ＯＢＭ、Ｑ−ＨＯＰ等の名称で広く知
られるようになった純酸素底吹転炉が実用化され、低炭
素域での脱炭特性がＬ Ｄ転炉よりすぐれていることが
明らかになった。
れてきたが、最近ＯＢＭ、Ｑ−ＨＯＰ等の名称で広く知
られるようになった純酸素底吹転炉が実用化され、低炭
素域での脱炭特性がＬ Ｄ転炉よりすぐれていることが
明らかになった。
すなわちＬＤ転炉の吹錬時の鋼浴は：高速で吹きつケラ
れる酸素ジェットによる混合作用によシ、充分に攪拌さ
れているものと考えられていたが、さらに改善の余地の
あることが明らかになり、各種ガスをＬＤ転炉の炉底よ
り導入して、低炭素域での攪拌を改善する上底吹転炉が
広く実用化されるに至った。
れる酸素ジェットによる混合作用によシ、充分に攪拌さ
れているものと考えられていたが、さらに改善の余地の
あることが明らかになり、各種ガスをＬＤ転炉の炉底よ
り導入して、低炭素域での攪拌を改善する上底吹転炉が
広く実用化されるに至った。
一方、軟質の薄板材の製造の合理化と、材質の向上のだ
めに、成品の炭素含有量を３θｐ ’ｐｎ１ 以下にす
る極低炭素鋼の溶製技術の確立が要請されている。
めに、成品の炭素含有量を３θｐ ’ｐｎ１ 以下にす
る極低炭素鋼の溶製技術の確立が要請されている。
この種の極低炭素鋼は、純酸素底吹転炉においても転炉
工程のみで溶製するのは難かしく、ＤＨやＲＨ等の真空
脱ガス装置を併用することによって溶製されているため
、処理時間の延長と耐火物の損耗及び製造コストが高い
等の欠点があシ、しかも、全工程の溶製所要時間が極め
て長時間であるため、後工程の連続鋳造の生産速度に見
合った溶鋼の供給ができない事態の発生を招いている。
工程のみで溶製するのは難かしく、ＤＨやＲＨ等の真空
脱ガス装置を併用することによって溶製されているため
、処理時間の延長と耐火物の損耗及び製造コストが高い
等の欠点があシ、しかも、全工程の溶製所要時間が極め
て長時間であるため、後工程の連続鋳造の生産速度に見
合った溶鋼の供給ができない事態の発生を招いている。
このような連続鋳造における鋳造作業の中断は、鋳造歩
留の大巾低下、及び、鋳片の品質低下を招き大巾な経済
損失となる又、そもそも、脱ガス装置を用いて溶鋼中の
炭素量を３０１）ＰＭ以下に低減するために、該脱ガス
装置の特性によって脱炭速度が異なることがら該脱ガス
装置の環流速度及びＡｒガス吹込量の増大等の改善を行
ない脱炭速度を向上させても処理時間が若干短縮される
程度で充分な効果は望めず根本的な解決策とは言えない
。
留の大巾低下、及び、鋳片の品質低下を招き大巾な経済
損失となる又、そもそも、脱ガス装置を用いて溶鋼中の
炭素量を３０１）ＰＭ以下に低減するために、該脱ガス
装置の特性によって脱炭速度が異なることがら該脱ガス
装置の環流速度及びＡｒガス吹込量の増大等の改善を行
ない脱炭速度を向上させても処理時間が若干短縮される
程度で充分な効果は望めず根本的な解決策とは言えない
。
よって、低炭素鋼を連続鋳造の生産速度に見合って溶製
するには、複合精錬炉において、溶鋼中の炭素含有量を
極低炭素域まで充分に下げることが最も有効である。し
かし、複合精錬炉においても、低炭素濃度域にて供給さ
れる酸素の脱炭酸素効率は急激に小さくなシ、大半の酸
素は鉄の酸化に消費され、スラグ中へ酸化鉄の形で損失
される鉄分が急速に多くなる。
するには、複合精錬炉において、溶鋼中の炭素含有量を
極低炭素域まで充分に下げることが最も有効である。し
かし、複合精錬炉においても、低炭素濃度域にて供給さ
れる酸素の脱炭酸素効率は急激に小さくなシ、大半の酸
素は鉄の酸化に消費され、スラグ中へ酸化鉄の形で損失
される鉄分が急速に多くなる。
従って、前述した如き問題点を改善するために１／）上
底吹転炉の利用による脱炭の促進。
底吹転炉の利用による脱炭の促進。
ρ）吹酸停止後リン／フグ操作による脱炭の促進。
等が実施されている。
しかし、／）の方法では、鋼浴中の炭素含有量がθθＢ
以上の低炭素域では、かなりの改善効果が見られるが炭
素含有量が００３％以下の極低炭素域では、やはりスラ
グ中に存在する酸化鉄がかなり増加し、また、これに伴
い炉内耐火物の損耗も発生することがら極低炭素鋼の溶
製方法として改善の余地が残されている。
以上の低炭素域では、かなりの改善効果が見られるが炭
素含有量が００３％以下の極低炭素域では、やはりスラ
グ中に存在する酸化鉄がかなり増加し、また、これに伴
い炉内耐火物の損耗も発生することがら極低炭素鋼の溶
製方法として改善の余地が残されている。
、２）の方式は、よシ高い炭素域で、上吹ランスによる
送酸を停止後Ａｒ等の底吹ガスを用いることによシ、 ｃ 十ｏ ＝ ｃ。
送酸を停止後Ａｒ等の底吹ガスを用いることによシ、 ｃ 十ｏ ＝ ｃ。
ｎ Ｃ＋ （Ｆｅｒｎ） ＝ｎＣＯ＋ＦｅＣ＋ （Ｍｎ
Ｏ） ＝ ＣＯ十Ｍｎ の反応を促進させて脱炭を行ないスラグ中へ移行したＦ
ｅｄ、 ＭｎＯ等を還元して、メタル中に戻すと共に、
目標の脱炭を実施することもＯｆ能である。しかし、底
吹による攪拌は、この攪拌により、精錬炉内の溶鋼の温
度が低下するためレコ、該溶鋼の処理前に温度降下分を
補償すべく吹止温度を高く溶製しなければならない。こ
のため前記同様にスラグ中へ鉄やマンガン等が酸化物と
なって損失すると共に、高温の溶鋼を強い攪拌条件下で
長時間炉内に保持するため炉内耐火物の１Ｊ１耗が大き
くなる等の欠点を有している。
Ｏ） ＝ ＣＯ十Ｍｎ の反応を促進させて脱炭を行ないスラグ中へ移行したＦ
ｅｄ、 ＭｎＯ等を還元して、メタル中に戻すと共に、
目標の脱炭を実施することもＯｆ能である。しかし、底
吹による攪拌は、この攪拌により、精錬炉内の溶鋼の温
度が低下するためレコ、該溶鋼の処理前に温度降下分を
補償すべく吹止温度を高く溶製しなければならない。こ
のため前記同様にスラグ中へ鉄やマンガン等が酸化物と
なって損失すると共に、高温の溶鋼を強い攪拌条件下で
長時間炉内に保持するため炉内耐火物の１Ｊ１耗が大き
くなる等の欠点を有している。
発明の目的
本発明は、前述した如き従来法の欠点である極低炭素鋼
の溶製上の問題を解決せんとするものでスラグ中への鉄
、マンガン等の酸化Ｊｆｆ失減１耐火物の損耗減、及び
、精錬時間の短縮等の図れる精錬法であって、その特徴
とするところは、脱炭精錬後期、４ｄｉ′に浴中炭素が
吹止目標炭素含有量になる時点の鋼浴の均一混合時間と
該溶鋼量及び溶鋼の炭素含有量に応じて、該溶鋼への総
酸素供給速度を減少することにあり、極めて効果的な複
合精錬炉の極低炭素鋼の溶製法である。
の溶製上の問題を解決せんとするものでスラグ中への鉄
、マンガン等の酸化Ｊｆｆ失減１耐火物の損耗減、及び
、精錬時間の短縮等の図れる精錬法であって、その特徴
とするところは、脱炭精錬後期、４ｄｉ′に浴中炭素が
吹止目標炭素含有量になる時点の鋼浴の均一混合時間と
該溶鋼量及び溶鋼の炭素含有量に応じて、該溶鋼への総
酸素供給速度を減少することにあり、極めて効果的な複
合精錬炉の極低炭素鋼の溶製法である。
発明の構成・作用
以下、本発明の方法について述べる。
本発明は、上底吹転炉において、極低炭素鋼を溶製する
際に、発明者等による種々の溶製実験にて得られた知見
により成しえたものであって、脱炭後期の溶鋼中炭素含
有量が８ｇ０％からθθ、５チの低炭素域で底吹される
例えばＡｒ 、 ＣＯ２、Ｎ２あるいはｃａ Ｈ，等の
ガスの種類と縫、転炉の鋼浴の深さ、温顔の外気圧なら
びに鋼浴の形状と上吹条件等によシ定まるところの鋼浴
の均一混合時間と溶鋼量及び該溶鋼の吹止目標炭素含有
量に応じて総酸素供給速度（ΣＱＯ２）を減少せしめて
、ＢＯＣ（後述する）をダθθθ以下とすることによっ
て、炭素含有量がａθ３チ以下の極低炭素鋼を極めて効
果的匠得ることにある。
際に、発明者等による種々の溶製実験にて得られた知見
により成しえたものであって、脱炭後期の溶鋼中炭素含
有量が８ｇ０％からθθ、５チの低炭素域で底吹される
例えばＡｒ 、 ＣＯ２、Ｎ２あるいはｃａ Ｈ，等の
ガスの種類と縫、転炉の鋼浴の深さ、温顔の外気圧なら
びに鋼浴の形状と上吹条件等によシ定まるところの鋼浴
の均一混合時間と溶鋼量及び該溶鋼の吹止目標炭素含有
量に応じて総酸素供給速度（ΣＱＯ２）を減少せしめて
、ＢＯＣ（後述する）をダθθθ以下とすることによっ
て、炭素含有量がａθ３チ以下の極低炭素鋼を極めて効
果的匠得ることにある。
而して、上底吹転炉の精錬においては、上吹のガスと底
吹ガス中の酸素ならびに鉄鉱石スケール等から添加され
る酸素をも含めた溶鋼への総酸素供給速度（ΣＱｏ２）
Ｋよって、鋼浴の鉄の酸化物の形成速度が決すると考
えられる。
吹ガス中の酸素ならびに鉄鉱石スケール等から添加され
る酸素をも含めた溶鋼への総酸素供給速度（ΣＱｏ２）
Ｋよって、鋼浴の鉄の酸化物の形成速度が決すると考
えられる。
一方、鋼浴の均一混合時間であるτＳ（後述する）は、
鋼浴の一循環時間にも比例すると考えられている。この
ことから酸素の吹込によって、溶鋼中に形成された鉄の
酸化物の還元剤上して作用する炭素の反応側への供給速
度は、（溶鋼量（Ｗ）／τＳ）×〔０％）Ａ Ｋ比例す
る。
鋼浴の一循環時間にも比例すると考えられている。この
ことから酸素の吹込によって、溶鋼中に形成された鉄の
酸化物の還元剤上して作用する炭素の反応側への供給速
度は、（溶鋼量（Ｗ）／τＳ）×〔０％）Ａ Ｋ比例す
る。
そこで、鉄の酸化物の形成速度である酸化速度と還元剤
である炭素の反応側への供給速度の比として、吹錬指標
であるＢＯＣ値を下記の如く定義できる。
である炭素の反応側への供給速度の比として、吹錬指標
であるＢＯＣ値を下記の如く定義できる。
ＢＯＣ−ΣＱｏ２／Ｃ（Ｗ／τ５）Ｘ（０％” Ｉ八、
ｌ −（５＋ここで（０％）Ａは、目標吹止炭素含有量
（９））である。
ｌ −（５＋ここで（０％）Ａは、目標吹止炭素含有量
（９））である。
これは、ＢＯＣ値が小さい程酸化速度に対して、還元剤
としての炭素の供給速度が大きいことに対応するもので
あって、精錬の際に、スラグ中への鉄の酸化損失を小さ
クシ、いわゆるスラグ中のＴ、Ｆｅを低減できることに
ある。
としての炭素の供給速度が大きいことに対応するもので
あって、精錬の際に、スラグ中への鉄の酸化損失を小さ
クシ、いわゆるスラグ中のＴ、Ｆｅを低減できることに
ある。
このように、溶鋼の脱炭精錬に極めて有効なりＯＣを得
る際Ｋ、鋼浴の均一混合時間であるτＳは、吹込ガスの
種類、量、及び吹込方法、炉の形状等によって異なる。
る際Ｋ、鋼浴の均一混合時間であるτＳは、吹込ガスの
種類、量、及び吹込方法、炉の形状等によって異なる。
すなわち底吹ガスによる攪拌力は、吹き込まれるガスと
鋼浴との反応の差により異なり、特・に、脱炭反応に寄
与するか、あるいは単なる熱分解等によって体積をどの
程度増大するかによって大きく変ってくる。
鋼浴との反応の差により異なり、特・に、脱炭反応に寄
与するか、あるいは単なる熱分解等によって体積をどの
程度増大するかによって大きく変ってくる。
この攪拌用ガスとしての有効ガス流速は、脱炭酸素効率
ηｏ２の関数として下記（１）式で与えられる。
ηｏ２の関数として下記（１）式で与えられる。
まだ、（１）式でめられたＱＢとガスならびに鋼浴の温
度Ｔｒ＋、 ＴＬ、浴深さＨ５＋外気圧Ｐ２等の関数と
して底吹ガスによる有効攪拌エネルギー（２’Ｖ、Ｂ）
が（２）式でめられ、上吹ガス流速Ｑ・１・、上吹ラン
ス孔径ｄｅ、ランス高さＸ１上吹ガスの平均モル重量Ｍ
等の関数として（３）式で上吹ガスのジェット流による
浴に付与されるエネルギー（ΣＶ、’Ｉ・）が評価され
る。
度Ｔｒ＋、 ＴＬ、浴深さＨ５＋外気圧Ｐ２等の関数と
して底吹ガスによる有効攪拌エネルギー（２’Ｖ、Ｂ）
が（２）式でめられ、上吹ガス流速Ｑ・１・、上吹ラン
ス孔径ｄｅ、ランス高さＸ１上吹ガスの平均モル重量Ｍ
等の関数として（３）式で上吹ガスのジェット流による
浴に付与されるエネルギー（ΣＶ、’Ｉ・）が評価され
る。
さらにまた、鋼浴の径、浴深、Σｖ、Ｂ 、ΣＶ、’ｌ
・の関数として鋼浴の均一混合時間（τＳ）が（４）式
で評価できる。
・の関数として鋼浴の均一混合時間（τＳ）が（４）式
で評価できる。
ＱＢ＝＝２１７゜２ Ｑｏ２ ＋（／十η０２ ） Ｑ
ｃｏ。−ｌ−Ｑ Ａｒ ＋ＱＮ２ ” ’ｌ Ｑｃ３
ＨＢ・・・・・・・・・・・・（１） ・・・・・・・・・（２） ここで上記符号は、 ｄｅ： 上吹ランス孔の出口孔径 （、、ｔｌＤ５：鋼
浴の径 ６１１） Ｈ５：鋼浴の深さ ６１１） Ｍ ：上吹ガスの平均 モル重１ｉ１ ｎ ：上吹ランスの孔数 Ｐ２：外気圧 （ｃｍＡｑ） Ｑ１３ ： （１１式で示す有効底吹ガス流速 （Ｎｍ
”／／ｒｎ ｌｎ ）ＱＴ：上吹ガスで吹かれる総ガス
流速（Ｎｍ”／ｍｉ ｎ）Ｔｔ、 Ｔｎ ： 浴温、底
吹ガスの温度 （’ＩＯ■Ｌ：鋼浴の容積 （ｍ３） Ｘ ：ランス高さ （ｎｌ） θ ：上吹ランスの開き角 （度） ρ、：鋼浴の密度 ７９７ｃｍ３ ρＷ：水の密度 ／ ｔ、Ａ：ｍ３ ・・・・・・・を表わす。
ｃｏ。−ｌ−Ｑ Ａｒ ＋ＱＮ２ ” ’ｌ Ｑｃ３
ＨＢ・・・・・・・・・・・・（１） ・・・・・・・・・（２） ここで上記符号は、 ｄｅ： 上吹ランス孔の出口孔径 （、、ｔｌＤ５：鋼
浴の径 ６１１） Ｈ５：鋼浴の深さ ６１１） Ｍ ：上吹ガスの平均 モル重１ｉ１ ｎ ：上吹ランスの孔数 Ｐ２：外気圧 （ｃｍＡｑ） Ｑ１３ ： （１１式で示す有効底吹ガス流速 （Ｎｍ
”／／ｒｎ ｌｎ ）ＱＴ：上吹ガスで吹かれる総ガス
流速（Ｎｍ”／ｍｉ ｎ）Ｔｔ、 Ｔｎ ： 浴温、底
吹ガスの温度 （’ＩＯ■Ｌ：鋼浴の容積 （ｍ３） Ｘ ：ランス高さ （ｎｌ） θ ：上吹ランスの開き角 （度） ρ、：鋼浴の密度 ７９７ｃｍ３ ρＷ：水の密度 ／ ｔ、Ａ：ｍ３ ・・・・・・・を表わす。
而して、本発明は、第１図に示す如く、脱炭後期の溶鋼
中炭素含有量がθｇＯｑ６以降も溶鋼への総酸素供給速
度を減少しない従来法（イ）か、あるいは若干減少する
従来法（ロ）を用いて、前記ＢＯＣ値が脱炭精錬後期に
急上昇する（従来法（イ）、（ロ））Ｋ対し、精錬過程
において、炭素含有量が９ｇ０チから６６５条の範囲ま
でに吹止目標炭素含有１ｔ（（：０％）八）を用いて算
出したＢＯＣ値がグθθθ以下となるように総酸素供給
速度（ΣＱＯ２）を減少するか、もしくは、底吹ガス′
量を増大せしめて、終点まで脱炭精錬を行う。この脱炭
精錬においては、溶鋼中炭素含有量が６ｇ０％以降のＢ
ＯＣ値を全てグθθ０以下（Ｃ域）で行うか、あるいは
、６ｇ０％からθθ、５チの範囲までを適宜ＢＯＣ値（
Ａ域）で脱炭し、炭素含有量が９６５％以降のＢＯＣ値
をグθθθ以下とすることによって、炭素含有量θ０３
％以下寸で脱炭精錬を行なってもよい。
中炭素含有量がθｇＯｑ６以降も溶鋼への総酸素供給速
度を減少しない従来法（イ）か、あるいは若干減少する
従来法（ロ）を用いて、前記ＢＯＣ値が脱炭精錬後期に
急上昇する（従来法（イ）、（ロ））Ｋ対し、精錬過程
において、炭素含有量が９ｇ０チから６６５条の範囲ま
でに吹止目標炭素含有１ｔ（（：０％）八）を用いて算
出したＢＯＣ値がグθθθ以下となるように総酸素供給
速度（ΣＱＯ２）を減少するか、もしくは、底吹ガス′
量を増大せしめて、終点まで脱炭精錬を行う。この脱炭
精錬においては、溶鋼中炭素含有量が６ｇ０％以降のＢ
ＯＣ値を全てグθθ０以下（Ｃ域）で行うか、あるいは
、６ｇ０％からθθ、５チの範囲までを適宜ＢＯＣ値（
Ａ域）で脱炭し、炭素含有量が９６５％以降のＢＯＣ値
をグθθθ以下とすることによって、炭素含有量θ０３
％以下寸で脱炭精錬を行なってもよい。
このように本発明は、脱炭精錬の前期を、脱炭をできる
だけ速やかに実施するためＫ 、前述の諸要因によって
決定される鋼浴の均一・混合時間（τＳ）に応じて、出
来るだけ多量の酸素ガスＢｃで精錬を行なう。さらＫ、
脱炭精錬の後期では、溶鋼中炭素含有量がθδθ係以下
であってθθ５％（Ｃ点）以上の範囲までに、第１図の
本発明（ハ）に示す如く順次に減少するか、もしくは、
本発明に）に示す如く段階的か又は、一括（本発明（へ
）に示す）Ｖζ総酸素供給速度を減少せしめて、吹止目
標炭素槍有＠（〔Ｃ％〕Ａ）に見合うＢＯＣｆ：＜７′
θθθ以下にて脱炭精錬を行う。
だけ速やかに実施するためＫ 、前述の諸要因によって
決定される鋼浴の均一・混合時間（τＳ）に応じて、出
来るだけ多量の酸素ガスＢｃで精錬を行なう。さらＫ、
脱炭精錬の後期では、溶鋼中炭素含有量がθδθ係以下
であってθθ５％（Ｃ点）以上の範囲までに、第１図の
本発明（ハ）に示す如く順次に減少するか、もしくは、
本発明に）に示す如く段階的か又は、一括（本発明（へ
）に示す）Ｖζ総酸素供給速度を減少せしめて、吹止目
標炭素槍有＠（〔Ｃ％〕Ａ）に見合うＢＯＣｆ：＜７′
θθθ以下にて脱炭精錬を行う。
このように、総酸素供給速度を減少する際の溶鋼中の炭
素含有量が、６ｇ０％以」−ニおいては、比較的供給酸
素の脱炭効率が良いためスラグ中の酸化鉄が増加し々い
こと及び早期に供給酸素量を低減すると脱炭精錬に長時
間を要する、また、溶鋼中の炭素含有量がθθ３％（Ｃ
点）以下の範囲ｅζおいてＢＯＣｆニゲθθθ以下にし
ても、既に、スラグ中の酸化鉄が増加しており、しかも
、溶鋼中の還元剤としての炭素の反応側への移行が充分
に行なえないためＫ、スラグ中への酸化鉄の抑止効果が
低下する。さらＫまた、総酸素供給速度を減少せしめる
溶鋼中炭素含有量は、望ましくは、θグθ係から０７θ
饅の範囲が脱炭精錬時間及びスラグ中への酸化鉄に代表
される有価元素の損失も少なくてよい。
素含有量が、６ｇ０％以」−ニおいては、比較的供給酸
素の脱炭効率が良いためスラグ中の酸化鉄が増加し々い
こと及び早期に供給酸素量を低減すると脱炭精錬に長時
間を要する、また、溶鋼中の炭素含有量がθθ３％（Ｃ
点）以下の範囲ｅζおいてＢＯＣｆニゲθθθ以下にし
ても、既に、スラグ中の酸化鉄が増加しており、しかも
、溶鋼中の還元剤としての炭素の反応側への移行が充分
に行なえないためＫ、スラグ中への酸化鉄の抑止効果が
低下する。さらＫまた、総酸素供給速度を減少せしめる
溶鋼中炭素含有量は、望ましくは、θグθ係から０７θ
饅の範囲が脱炭精錬時間及びスラグ中への酸化鉄に代表
される有価元素の損失も少なくてよい。
なお、総酸素供給速度の減少方法においては、段階的に
行なう方が脱炭４′）７錬に要する時間を短縮できる点
からも有利である。
行なう方が脱炭４′）７錬に要する時間を短縮できる点
からも有利である。
また、前述の（１）〜（４）式で判るように、少叶の底
吹ガスでより強力な攪拌力を得るには、外気圧Ｐ２を減
圧操作によシ低くしたり、上吹ガス中に酸素以外のガス
を混合して（ｈ・を大きく、その内の酸素流量は小さく
することも非常に有効である。
吹ガスでより強力な攪拌力を得るには、外気圧Ｐ２を減
圧操作によシ低くしたり、上吹ガス中に酸素以外のガス
を混合して（ｈ・を大きく、その内の酸素流量は小さく
することも非常に有効である。
さらＫまた、ＱＢを低炭素濃度域でも大きくするためＫ
は、酸素ガスよシＡｒ等の不活性ガスの配合を多くする
のも有効である。
は、酸素ガスよシＡｒ等の不活性ガスの配合を多くする
のも有効である。
なお、上吹ランスによる酸素供給Ｊｉｌの可変について
は、一般に用いられている精錬ガス流量可変ランスを用
いることによって行なってもよい。
は、一般に用いられている精錬ガス流量可変ランスを用
いることによって行なってもよい。
次に、本発明の方法による一実施例しζついて従来法と
比較しながら述べる。
比較しながら述べる。
実施例／
本発明の方法を用いて／７５Ｔｊ二底吹転炉で上吹ラン
スより酸素を、２ｇ、２θθＮｍ３／Ｉ（ｒ、底吹酸素
７ｇＯθＮｍ ３／ｉ（ｒで吹酸し底吹羽口保護用Ｃ，
，＋１８ガスを／ＳＯＮｍ”／Ｈｒで吹酸して溶鋼中の
推定炭素計が６３０％の後期において、上吹酸素量を７
３．２θθＮｍ”／Ｈｒに減少した本法と初期の流量条
件のみで吹酸した従来法との比較を第１表に示すがＢ
ＯＣ値をダ０θθ以下にした本法がスラグ中への鉄損（
有価金属の損失）の指標であるスラグ中のＴ、Ｉパｅが
極めて少ないことがわかる。
スより酸素を、２ｇ、２θθＮｍ３／Ｉ（ｒ、底吹酸素
７ｇＯθＮｍ ３／ｉ（ｒで吹酸し底吹羽口保護用Ｃ，
，＋１８ガスを／ＳＯＮｍ”／Ｈｒで吹酸して溶鋼中の
推定炭素計が６３０％の後期において、上吹酸素量を７
３．２θθＮｍ”／Ｈｒに減少した本法と初期の流量条
件のみで吹酸した従来法との比較を第１表に示すがＢ
ＯＣ値をダ０θθ以下にした本法がスラグ中への鉄損（
有価金属の損失）の指標であるスラグ中のＴ、Ｉパｅが
極めて少ないことがわかる。
第 ７ 表
ガお、溶鋼中の炭素量がθθ−ｔ％（ｃ点）以下と推定
される時点よυ総酸素供給速度を本法と同様に減少して
脱炭精錬を行なったがスラグ中への鉄損の指標であるＴ
、Ｆｅは、従来法と大差ながっ／こ。
される時点よυ総酸素供給速度を本法と同様に減少して
脱炭精錬を行なったがスラグ中への鉄損の指標であるＴ
、Ｆｅは、従来法と大差ながっ／こ。
実施例！
／θθＴの上底吹転炉で」二吹酸素、２．５θθθＮｍ
３／Ｈｒ底吹ガスとしてアルゴンガス３００ Ｎ＋ｎ３
／Ｉｌｒを吹きながら脱炭する 従来法と、溶鋼中のＣ：６７５％と推定される時点よシ
上吹酸素流量を徐々に減じて溶鋼中の炭素がａｌｌｔｏ
係と推定される時点より／ＳθθθＮｍ”／Ｉｌｒに減
じると共に、底吹Ａｒガス量を／ｌ） ００ Ｎｍ３／
）Ｉｒ Ｖｃ増大してＢＯＣ値をダθθθ以下とした不
法とを吹止〔Ｃ〕ごとにスラグ中のＴ、ＦｅＫついて比
較した結果を第２表に示す。不法による脱炭は、スラグ
中のＴ、Ｆｅが少なく極めて優れていることがわかる。
３／Ｈｒ底吹ガスとしてアルゴンガス３００ Ｎ＋ｎ３
／Ｉｌｒを吹きながら脱炭する 従来法と、溶鋼中のＣ：６７５％と推定される時点よシ
上吹酸素流量を徐々に減じて溶鋼中の炭素がａｌｌｔｏ
係と推定される時点より／ＳθθθＮｍ”／Ｉｌｒに減
じると共に、底吹Ａｒガス量を／ｌ） ００ Ｎｍ３／
）Ｉｒ Ｖｃ増大してＢＯＣ値をダθθθ以下とした不
法とを吹止〔Ｃ〕ごとにスラグ中のＴ、ＦｅＫついて比
較した結果を第２表に示す。不法による脱炭は、スラグ
中のＴ、Ｆｅが少なく極めて優れていることがわかる。
第 ２ 表
発明の効果
以上述べた如く、本発明による方法を用いることにより
、溶鋼の脱炭精錬に際して、スラグ中への鉄損がなく、
したがって、酬大物の損耗の増大を抑制して、極めて低
炭素化することによって、脱ガス装置等の負荷を軽減し
て処理時間をも短縮できる極めて、効果的な脱炭精錬法
である。
、溶鋼の脱炭精錬に際して、スラグ中への鉄損がなく、
したがって、酬大物の損耗の増大を抑制して、極めて低
炭素化することによって、脱ガス装置等の負荷を軽減し
て処理時間をも短縮できる極めて、効果的な脱炭精錬法
である。
第１図は、脱炭精錬における従来法の総酸素供給速度パ
ターンとＢＯＣ値の変化及び不法の総酸素供給速度パタ
ーンとＢＯＣ値の概略を示す。
ターンとＢＯＣ値の変化及び不法の総酸素供給速度パタ
ーンとＢＯＣ値の概略を示す。
Claims (1)
- 複合精錬炉による溶鋼の脱炭精錬において、該溶鋼の炭
素含有量がθにθチからθθｓ−の範囲内にて、吹止目
標炭素含有量（ＣＣ％）Ａ）Ｋおける鋼浴の均一混合時
間（τＳ）と該溶鋼＠（Ｗ） Ｋ応じて総酸素供給速度
（ΣＱｏ２）がΣＱｏ２４Ｘ（Ｃ襲〕倶グθθθとなる
ように、前記総酸素供給速度（ΣＱＯ□）を減少せしめ
て、脱炭精錬すること番特徴とした複合精錬炉による極
低炭素鋼 溶製法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15767283A JPS6050108A (ja) | 1983-08-29 | 1983-08-29 | 複合精錬炉による極低炭素鋼溶製法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15767283A JPS6050108A (ja) | 1983-08-29 | 1983-08-29 | 複合精錬炉による極低炭素鋼溶製法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6050108A true JPS6050108A (ja) | 1985-03-19 |
Family
ID=15654854
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15767283A Pending JPS6050108A (ja) | 1983-08-29 | 1983-08-29 | 複合精錬炉による極低炭素鋼溶製法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6050108A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60131908A (ja) * | 1983-12-21 | 1985-07-13 | Kawasaki Steel Corp | 極低炭素鋼の溶製方法 |
| JPS60230931A (ja) * | 1984-04-26 | 1985-11-16 | アレゲニ− ルドラム スチ−ル コ−ポレ−シヨン | 酸素上吹容器における製鋼方法 |
| 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 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5443113A (en) * | 1977-08-22 | 1979-04-05 | Krupp Ag Huettenwerke | Production of stainless steel |
-
1983
- 1983-08-29 JP JP15767283A patent/JPS6050108A/ja active Pending
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5443113A (en) * | 1977-08-22 | 1979-04-05 | Krupp Ag Huettenwerke | Production of stainless steel |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60131908A (ja) * | 1983-12-21 | 1985-07-13 | Kawasaki Steel Corp | 極低炭素鋼の溶製方法 |
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| JPH0477046B2 (ja) * | 1984-04-26 | 1992-12-07 | Allegheny Int Inc | |
| 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 |
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