KR20230006904A

KR20230006904A - 용강의 정련 방법

Info

Publication number: KR20230006904A
Application number: KR1020227042644A
Authority: KR
Inventors: 게이스케 미조바타; 아키후미 하라다; 요시에 나카이; 다케시 무라이; 히데미츠 네기시
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2020-07-09
Filing date: 2021-06-16
Publication date: 2023-01-11
Also published as: CN116096927A; KR102652520B1; EP4180542A4; JPWO2022009630A1; EP4180542A1; BR112022025708A2; US20230340629A1; JP6989067B1

Abstract

RH 식 진공 탈가스 장치를 사용하여 환류량을 증가시키는 용강의 정련 방법을 제공한다. 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 하기 식 (식 중, G : 환류 가스 유량, T : 용강 온도, ρ_L : 용강 밀도, g : 중력 가속도, H₀ : 환류 가스 취입 노즐 위치부터 정지 상태의 진공조 용강욕면까지의 높이, P : 진공조 내 압력, P₀ : 대기압력, h_V : 정지 상태의 진공조 용강욕면부터 기저까지의 높이, L : 침지관 하단부터 기저까지의 높이, h_G : 침지관 하단부터 환류 가스 취입 노즐 위치까지의 높이, l : 침지관의 용강에의 침지 깊이, D_U : 상승관 내경을 나타낸다.) 을 만족하도록 침지관의 용강에의 침지 깊이 l 또는 환류 가스 유량 G 를 결정한다. ε = [371GT × ln{1 ＋ (ρ_LgH₀/P)}]/W_V, W_V = (π·D_V ²/4) × H₀× ρ_L/1000, H₀= h_V＋ L - h_G, h_V= (P₀ - P)/(ρ_Lg) ＋ l - L, 1.35 × 10⁵× D_U/W_V＜ ε ＜ 2.1 × 10⁴

Description

용강의 정련 방법

본 발명은, RH 식 진공 탈가스 장치를 사용한 용강의 정련 방법에 관한 것이다.

용강을 취과 정련하여 진공 탈가스 처리를 실시하는 수단으로는, VOD, VTD 등 각종 타입의 것이 알려져 있다. 강재의 고급화 그리고 그 수요의 증가에 수반하여 진공 탈가스 처리를 필요로 하는 강종, 양은 증가하는 경향에 있다. 그래서, 그 처리에 필요로 하는 시간을 단축하여 탈가스 처리 능력의 향상 및 전로 온도 저하에 의한 철강 제조 비용 저감이 강하게 요망되는 상황에 있다. 그러한 요청으로부터, 진공 탈가스 처리를 실시할 때에, RH (Rheinstahl-Heraeus) 식 진공 탈가스 장치가 많이 이용되고 있다.

이 RH 식 진공 탈가스 장치 (1) 는, 도 1 에 나타내는 바와 같이 상승측 침지관 (8) 및 하강측 침지관 (9) 을 가지고 있다. 이 상승측 침지관 (8), 하강측 침지관 (9) 을 취과 (2) 내의 용강 (3) 에 침지하고, 탈가스 진공조 (5) 내를, 덕트 (11) 를 통해 배기구로부터 감압 장치 (도시 생략) 에 의해 배기하여 감압함으로써 용강 (3) 을 흡상시킨다. 그리고 환류용 가스 취입관 (10) 을 구비한 상승측 침지관 (8) 에, 그 환류용 가스 취입관 (10) 으로부터 환류 가스를 취입한다. 환류 가스에는 아르곤 가스 등의 불활성 가스를 사용하는 경우가 많다. 그리고, 그 가스 부상력을 이용하여 용강 (3) 을 상승시켜 탈가스 진공조 (5) 로 유도하고, 하강측 침지관 (9) 으로부터 하강시켜 용강 (3) 을 순환시켜, 탈가스 처리하는 것이다.

이 RH 식 진공 탈가스 장치를 사용한 정련에는, 진공하에서의 탈탄 처리 (이하 「진공 탈탄 처리」라고 부른다) 나 수소나 질소 등의 탈가스 처리를 들 수 있다. 진공 탈탄 처리에 있어서의 탈탄 속도나 탈가스 처리에 있어서의 탈가스 속도를 촉진시키려면, 환류량의 증가가 효과적이며, 환류량을 증가시키기 위한 방법이 다수 제안되어 있다.

예를 들어, 특허문헌 1 에는, 용강의 순환용으로 200 ℃ 내지 1000 ℃ 로 가열한 불활성 가스를 압력 0.5 ㎫ 이상으로 취입하는 방법이 제안되어 있다.

또, 특허문헌 2 에는, 탈가스조를 하방으로 연장하여 하 방향으로 개구된 외측 침지통을 형성하고, 이 외측 침지통의 내부에 동심으로 상하 방향으로 개구된 내측 침지통을 배치 형성하고, 내측 침지통에 형성한 환류 가스 취입구로부터 아르곤 가스를 취입하여 용강을 상승시키는 상승 유로로 하는 한편, 내측 침지통과 외측 침지통 사이를 용강의 하강 유로로 하여, 단면적이 큰 상승 유로 및 하강 유로를 형성함으로써, 용강의 환류량을 증대하는 방법이 제안되어 있다.

탈가스 장치에 있어서의 환류량은, 일반적으로 비특허문헌 1 에 개시되어 있는 하기 (A) 식로 계산되는 경우가 많다.

Qc = K × G^1/3× D^4/3× {ln(P₀/P)}^1/3/(ρ_l/1000)···(A)

단, Qc : 용강 계산 환류량 (용강 ㎥/min), G : 환류 가스 유량 (Nm³/sec), D : 침지관 내경 (m), P : 진공조 내 압력 (Pa), P₀ : 대기압력 (101325 Pa), ρ_l : 용강 밀도 (㎏/㎥) 이다.

K 는 다양한 조업 조건에 있어서의 실험 결과로부터 얻어지는 피팅 파라미터이며, 비특허문헌 2 에 있어서 용강 조건에서는 대략 K = 446.3 이라고 보고되어 있다. (A) 식에 있어서, 침지관 내경 D 의 멱지수는 환류 가스 유량 G 의 그것보다 큰 점에서, 용강 계산 환류량 Qc 를 증대시키려면 침지관 내경을 증가시킨 편이 환류 가스 유량을 증가시키는 것보다 효과적인 것을 알 수 있다. 일반적으로, 탈가스 반응 효율을 향상시키기 위한 수단으로서 침지관의 내경을 확대하고, 이로써 용강의 환류량을 증대시키는 것이 유효한 것이 알려져 있다.

여기서, 침지관의 내경은 탈가스조의 사이즈에 제약을 받기 때문에, 침지관 내경을 확대하기 위해서는 많은 경우 탈가스조의 확대를 동시에 실시할 필요가 있다. 그러나 탈가스조의 치수는 취과나 부대 설비로부터 제약을 받는다. 그 때문에, 단순하게 진원상인 채 균등하게 확대하는 것이 설비상 어려운 경우에는, 탈가스조의 형상을 환류 방향, 즉 상승관으로부터 하강관을 향하는 방향으로만 확대한 타원형으로 하고, 장축 방향으로의 확대에 대응하도록 침지관을 확대시킨다는 수법이 취해진다.

특허문헌 3 에는, 횡단면 형상이 타원형이며, 장축 방향으로 1 쌍의 환류관을 배치 형성하는 탈가스조 구조가 제안되어 있다. 이 기술을 사용한 탈가스조를 사용하여 진공 정련을 실시함으로써, 진공 탈가스조 내 용강 흐름에 있어서의 고임부가 없어져, 용강의 정체 및 슬래그의 체류가 없어짐으로써 탈탄 속도가 향상된다고 하고 있다.

또, 특허문헌 4 에는, 상승측 침지관에 형성된 환류용 가스 취입관의 설치 위치로부터 상방의 내주면에, 초음파 가진자를 형성하고, 불활성 가스의 기포를 미세화하는 방법이 제안되어 있다.

일본 공개특허공보 2007-31820호 일본 공개특허공보 평08-269534호 일본 공개특허공보 평04-272120호 일본 공개특허공보 평02-173205호

쿠와바라 타츠로 등 : 철과 강, Vol.73 (1987) PS176 쿠와바라 타츠로 등 : ISIJ, Vol.28 (1988) P305

그러나, 상기 종래 기술에는 이하의 문제가 있다.

특허문헌 1 에 개시된 방법에서는, 불활성 가스를 예열하기 위한 설비가 필요하고, 그것에 의해 처리 비용이 높아진다는 문제점을 안고 있었다.

또, 특허문헌 2 에 개시된 방법에서는, 외측 침지통과 내측 침지통이 필요하여, 장치가 복잡하게 될 뿐만 아니라, 환류 가스 배관을 탈가스조 경유로 내측 침지통에 통과시킬 필요가 있기 때문에, 탈가스조에 대해 내측 침지통만을 분리 교환하는 것이 불가능하여, 침지통의 교환 시에 하부조째 교환할 필요가 있기 때문에, 내화물 비용이 대폭 높아지는 문제가 있다.

또, 특허문헌 3 에 개시된 기술에서는, 탈가스조를 타원형 구조로 하기 위해서는, 신규로 탈가스조의 철피를 제작할 필요가 있어, 도입에 큰 비용이나 시간이 든다는 문제가 있다.

또, 특허문헌 4 에 개시된 방법에서는, 초음파 가진자나 초음파의 발신 장치 등이 필요하여, 장치가 복잡하게 될 뿐만 아니라, 장치 비용이나 침지관 비용의 상승을 피할 수 없다.

본 발명은, 이와 같은 사정을 감안하여 이루어진 것으로, 그 목적으로 하는 점은, RH 식 진공 탈가스 장치를 사용하여 용강 정련을 실시할 때에, 신규로 설비 투자를 필요로 하지 않아, 처리 비용을 증가시키지 않고, 환류량을 증가시킬 수 있는 용강의 정련 방법을 제안하는 것이다.

발명자들은, 상기 과제를 해결하기 위하여, 조업 조건 및 RH 식 진공 탈가스 장치의 형상이 탈가스조 내의 유동에 주는 영향에 주목하여, 여러 가지 실험을 거듭한 결과, 상승관에 취입된 환류 가스가 가지는 에너지가 주로 진공조욕 내에서 산일하고 있고, 조업 조건을 변경하여 에너지 산일량을 저감함으로써, 환류량을 증가 가능한 것을 지견하였다. 본 발명은 상기 지견에 근거하여 이루어진 것으로, 그 요지는 이하와 같다.

상기 과제를 유리하게 해결하는 본 발명의 용강의 정련 방법은, RH 식 진공 탈가스 장치를 사용한 용강의 정련 방법에 있어서, 하기 (1) ∼ (4) 식으로 나타내는 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 하기 (5) 식 (식 중, ε : 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 (watt/ton), G : 환류 가스 유량 (Nm³/sec), T : 용강 온도 (K), ρ_L : 용강 밀도 (㎏/㎥), g : 중력 가속도 (9.8 m/sec²), W_V : 진공조 내의 용강 질량 (ton), D_V : 진공조 내경 (m), H₀ : 환류 가스 취입 노즐 위치부터 정지 상태의 진공조 용강욕면까지의 높이 (m), P : 진공조 내 압력 (Pa), P₀ : 대기압력 (101325 Pa), h_V : 정지 상태의 진공조 용강욕면부터 기저까지의 높이 (m), L : 침지관 하단 (下端) 부터 기저까지의 높이 (m), h_G : 침지관 하단부터 환류 가스 취입 노즐 위치까지의 높이 (m), l : 침지관의 용강에의 침지 깊이 (m), D_U : 상승관 내경 (m) 을 나타낸다.) 을 만족하도록 침지관의 용강에의 침지 깊이 l 또는 환류 가스 유량 G 를 결정하는 것을 특징으로 한다.

ε = [371GT × ln{1 ＋ (ρ_LgH₀/P)}]/W_V ···(1)

W_V = (π·D_V ²/4) × H₀ × ρ_L/1000 ···(2)

H₀= h_V＋ L - h_G ···(3)

h_V= (P₀- P)/(ρ_Lg) ＋ l - L ···(4)

1.35 × 10⁵× D_U/W_V＜ ε ＜ 2.1 × 10⁴ ···(5)

또한, 본 발명에 관련된 용강의 정련 방법은, 상기 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 하기 (6) 식을 만족하도록 침지관의 용강에의 침지 깊이 l 또는 환류 가스 유량 G 를 결정하는 것이 보다 바람직한 해결 수단이 될 수 있는 것이라고 생각된다.

1.35 × 10⁵× D_U/ W_V＜ ε ＜ 1.0 × 10⁴ ···(6)

본 발명에 의하면, RH 식 진공 탈가스 장치를 사용하여 용강 정련을 실시할 때에, 신규로 설비 투자를 필요로 하지 않아, 처리 비용을 증가시키지 않고, 환류량을 증가시키는 것이 가능해져, 처리 시간의 단축에 기여한다.

도 1 은, RH 식 진공 탈가스 장치의 일례를 나타내는 개략 종단면도이다.
도 2 는, 본 발명의 개념을 나타내는 상기 RH 식 진공 탈가스 장치의 확대 단면도이다.
도 3 은, 물 모델 실험에 있어서의 진공조 내 액체의 교반 동력 에너지 밀도 ε 에 대한 규격화 환류량의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 4 는, 침지관 직경 및 진공조 내경이 상이한 RH 식 진공 탈가스 장치에 있어서의, 교반 동력 에너지 E 와, (A) 식을 사용하여 구한 용강 계산 환류량 Q_C 에 대한 용강 실측 환류량 Q_E 의 비 Q_E/Q_C 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 5 는, 상승관 직경 D_U 와 최저 교반 동력 에너지 E_min 의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 6 은, 실조업에 있어서의 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 에 대한, 용강 계산 환류량 Q_C 와 용강 실측 환류량 Q_E 의 비 Q_E/Q_C 의 관계를 나타내는 그래프이다.

이하, 본 발명을 바람직한 실시형태에 근거하여 설명함에 있어서, 먼저, 본 발명에 이른 검토 결과에 대해 설명한다. 도 1 은, 본 발명의 일 실시형태의 용강의 정련 방법에 사용하는 RH 식 진공 탈가스 장치의 일례를 나타내는 개략 종단면도이다.

도 1 에 있어서, 부호 1 은 RH 식 진공 탈가스 장치, 2 는 취과, 3 은 용강, 4 는 슬래그, 5 는 진공조, 6 은 상부조, 7 은 하부조, 8 은 상승측 침지관 (상승관), 9 는 하강측 침지관 (하강관), 10 은 환류용 가스 취입관, 11 은 덕트, 12 는 원료 투입구, 13 은 상취 랜스이다. 진공조 (5) 는, 상부조 (6) 와 하부조 (7) 로 구성되고, 또, 상취 랜스 (13) 는, 진공조 내의 용강에 산소 가스나 매용제를 분사하여 첨가하는 장치이며, 진공조 (5) 의 상부에 설치되고, 진공조 (5) 의 내부에서 상하 이동이 가능하게 되어 있다.

RH 식 진공 탈가스 장치 (1) 에서는, 용강 (3) 을 수용한 취과 (2) 를 승강 장치 (도시 생략) 로 상승시켜, 상승측 침지관 (8) 및 하강측 침지관 (9) 을 취과 내의 용강 (3) 에 침지시킨다. 그리고, 진공조 (5) 의 내부를 덕트 (11) 에 연결되는 배기 장치 (도시 생략) 로 배기하여 진공조 (5) 의 내부를 감압함과 함께, 환류용 가스 취입관 (10) 으로부터 상승측 침지관 (8) 의 내부로 환류용 가스를 취입한다. 진공조 (5) 의 내부가 감압되면, 취과 내의 용강 (3) 은, 대기압과 진공조 내의 압력 (진공도) 의 차에 비례하여 상승하고, 진공조 내로 유입된다. 동시에, 환류용 가스 취입관 (10) 으로부터 취입되는 환류용 가스에 의한 가스 리프트 효과에 의해, 용강 (3) 은, 환류용 가스와 함께 상승측 침지관 (8) 을 상승하여 진공조 (5) 의 내부로 유입된다. 그 후, 하강측 침지관 (9) 을 경유하여 취과 (2) 로 돌아가는 흐름, 소위, 환류를 형성하여 RH 식 진공 탈가스 정련이 실시된다. 용강 (3) 은, 진공조 내에서 감압하의 분위기에 노출되고, 용강 중의 가스 성분이 진공조 내의 분위기로 이동하여, 용강 (3) 의 탈가스 반응이 진행된다.

RH 식 진공 탈가스 장치를 모의한 물 모델 실험에 있어서, 조업 조건을 여러 가지 변경함으로써 용강의 환류량을 향상시키는 것을 검토하였다. 여기서, 물 모델을 사용한 것은, 하기 이유에 의한다. 용강은 물에 비해 무겁지만 점성도 커, 용강과 물은 동점도가 거의 동일하다. 그러므로, 물을 사용하여 풀스케일 (스케일비 1.0) 로 모의한 경우, 용강에 대해 프루드수와 레이놀드수의 2 개의 무차원수를 일치시킬 수 있다. 즉, 물을 사용한 풀스케일의 모의 방법에 있어서는, 중력과 관성력 및 점성력의 영향에 관해서, 용강의 유동을 재현할 수 있기 때문이다. 그 결과, 상승관 내로 취입된 환류 가스에 의한 진공조 내 액체의 교반 동력 에너지 밀도 ε 를 적절한 범위로 제어함으로써, 효율적으로 환류량을 증대시킬 수 있는 것을 지견하였다.

단, 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 는 이하의 (1) ∼ (4) 식으로 나타낸다.

ε = [371GT × ln{1 ＋ (ρ_LgH₀/P)}]/W_V ···(1)

W_V= (π·D_V ²/4) × H₀× ρ_L/1000 ···(2)

H₀= h_V＋ L - h_G ···(3)

h_V= (P₀- P)/(ρ_Lg) ＋ l - L ···(4)

여기서, ε : 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 (watt/ton),

G : 환류 가스 유량 (Nm³/sec),

T : 용강 온도 (K),

ρ_L : 용강 밀도 (㎏/㎥),

g : 중력 가속도 (9.8 m/sec²),

W_V : 진공조 내의 용강 질량 (ton),

D_V : 진공조 내경 (m),

H₀ : 환류 가스 취입 노즐 위치부터 정지 상태의 진공조 용강욕면까지의 높이 (m),

P : 진공조 내 압력 (Pa),

P₀ : 대기압력 (101325 Pa),

h_V : 정지 상태의 진공조 용강욕면부터 기저까지의 높이 (m),

L : 침지관 하단부터 기저까지의 높이 (m),

h_G : 침지관 하단부터 환류 가스 취입 노즐 위치까지의 높이 (m),

l : 침지관의 용강에의 침지 깊이 (m)

를 나타낸다.

도 2 는, 본 발명의 개념을 나타내는 상기 RH 식 진공 탈가스 장치의 확대 단면도이다. 도 2 에, 상기 (1) ∼ (4) 에서 사용하는 RH 식 진공 탈가스 장치의 각 치수에 관한 기호를 도시한다.

(4) 식에 있어서, 침지관의 용강에의 침지 깊이 l 은, 하기 (B) 식으로 정의한다.

l = l_L- l_FB- l_LV ···(B)

여기서, l_L : 취과 상단 (上端) 부터 취과 바닥까지의 거리 (m), :

l_FB : 취과 상단부터 취과 내 용강면까지의 거리 (m),

l_LV : 침지관 하단부터 취과 바닥까지의 거리 (m)

이다.

단, l_FB 는 용강 레벨계를 사용하여 용강면 높이를 측정하는 것이나, 금속봉을 취과 내 용강에 침지시키고, 용해한 부분의 길이를 측정하는 것 등에 의해 구한다. l_LV 에 대해서는, 제어계로부터 얻어지는 취과와 진공조의 상대 거리로부터 구한다.

물 모델 실험에 있어서, 진공조 내의 물의 욕 깊이를 여러 가지 변경하고, 하강관 유속의 측정에 의해 각 수준에 있어서의 환류량을 구하였다. 도 3 에 물 모델 실험에 있어서의 진공조 내 액체의 교반 동력 에너지 밀도 ε 에 대한 규격화 환류량의 관계를 나타낸다. 단, 규격화 환류량은 가장 환류량이 작은 수준에 대한 비로 하였다. 실험의 결과, 환류 가스 유량이 일정한 경우에 있어서는, 진공조 내 액체의 교반 동력 에너지 밀도 ε 의 감소에 수반하여, 환류량이 증대하는 것을 지견하였다.

상기와 같이 환류량이 변동하는 이유는, 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 작은 경우에는 욕면 교란이 작아져, 용강 계면을 변동시키는 에너지로서 소비되는 에너지 비율이 작아짐으로써, 환류 가스가 가지는 에너지 중 환류에 기여하는 에너지의 비율이 상대적으로 증대하여, 환류량이 증가하기 때문이다.

또, 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 충분히 작은 경우여도, 상승관 내경 D_U (m) 에 대해, 하기 (C) 식으로 나타내는 교반 동력 에너지 E (watt) 가 작은 경우에는, 리프트 펌프 효과가 충분히 발휘되지 않아, 환류량이 감소해 버린다.

E = [371GT × ln{1 ＋ (ρ_LgH₀/P)}] (=ε·W_V)···(C)

도 4 에, 침지관 직경 및 진공조 내경이 상이한 RH 식 진공 탈가스 장치에 있어서의, 교반 동력 에너지 E 와, (A) 식을 사용하여 구한 용강 계산 환류량 Q_C 에 대한 용강 실측 환류량 Q_E (용강 ㎥/min) 의 비 Q_E/Q_C 의 관계를 나타낸다. 단 용강 실측 환류량 Q_E 는, 처리 중에 트레이서로서 구리를 진공조로부터 첨가하고, 균일 혼합 시간 τ (sec) 를 측정하고, 얻어진 균일 혼합 시간 τ 로부터 후술하는 관계식으로 산출하였다. (A) 식에 있어서, 정수 K 는 K = 446.3 으로 하여 계산하였다. 교반 동력 에너지 E 가 일정값 이상의 범위에서는, 교반 동력 에너지 E 의 저하에 수반하여, 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 도 저하하기 때문에 에너지 효율이 증대하여 환류량이 증가한다. 한편, 교반 동력 에너지 E 가 일정한 값 E_min 이하가 되면, 상승관 직경 D_U 에 대해 가스의 리프트 펌프 효과가 부족함으로써 환류 불량이 되어 Q_E/Q_C 는 감소한다. 여기서, E_min 을 최저 교반 동력 에너지라고 정의하고, 상승관 직경 D_U 와 E_min 의 관계를 도 5 에 나타낸다. 도 5 의 관계로부터 얻어진, 상승관 직경 D_U 와 E_min 의 관계의 비례 근사에 있어서의 비례 정수로부터, RH 식 진공 탈가스 장치에 있어서의 정상적인 환류에 필요한 교반 동력 에너지 E 의 조건을 하기 (7) 식과 같이 정의하였다.

1.35 × 10⁵× D_U ≤ E ···(7)

또, ε = E/W_V 의 관계를 사용하면, (7) 식은 하기 (8) 식과 같이 변형된다.

1.35 × 10⁵× D_U/W_V ＜ ε ···(8)

또한, 동일한 RH 식 진공 탈가스 장치에 대해, 여러 가지의 조건으로 환류량을 측정하여 Q_E/Q_C 를 평가한 결과, 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 2.1 × 10⁴ 미만인 경우에, Q_E/Q_C 가 크게 증대하고, 1.1 을 상회하는 것이 밝혀졌다. 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 와 Q_E/Q_C 의 관계를 도 6 에 나타낸다. 단 도 6 중에 있어서, (8) 식을 만족하지 않는 조건의 것은 제외하고 있다.

이 결과로부터, 환류량을 증대시키기 위한 ε 의 조건으로서 (9) 식이 얻어진다.

ε ＜ 2.1 × 10⁴ ···(9)

(8) 식 및 (9) 식으로부터, 환류 가스의 에너지 효율을 증대시켜, 환류량을 증가시키기 위해서 필요한 교반 동력 에너지 밀도 ε 의 조건으로서 (5) 식이 얻어진다.

1.35 × 10⁵× D_U/W_V ＜ ε ＜2.1 × 10⁴ ···(5)

또, (7) 식을 만족하는 범위에서 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 를 더욱 감소시키면 Q_E/Q_C는 더욱 증대하여, ε 가 1.0 × 10⁴ 미만인 영역에서는 1.2 를 상회한다. 따라서, ε 의 값은, 1.0 × 10⁴ 미만으로 하는 것이 보다 바람직하다. 이상의 조건을 식으로 나타내면 (6) 식과 같이 된다.

1.35 × 10⁵× D_U/W_V＜ ε ＜ 1.0 × 10⁴ ···(6)

진공조 내의 교반 동력 에너지 밀도 ε 를 (5) 식 또는 (6) 식의 범위로 제어하기 위한 파라미터는, 장치 치수를 제외하면 환류 가스 유량 G, 진공도 P, 용강에의 침지관 침지 깊이 l 이지만, 진공도를 저하시키면 본래의 목적인 탈가스의 반응 속도가 감소 또는 제로가 되어 버리기 때문에, 환류 가스 유량 G 또는 용강에의 침지관 침지 깊이 l 을 변경하여, 제어를 실시하는 것이 바람직하다.

이상 설명한 바와 같이, 본 발명에 의하면, 신규로 설비 투자를 필요로 하지 않아, 처리 비용을 증가시키지 않고, 용강 환류량을 증가시키는 것이 가능해진다.

실시예

전로에서 취련한 300 톤의 용강에 대해, RH 식 진공 탈가스 장치를 사용하여 진공 정련을 실시하였다. 이때, 장치 치수와 조업 조건으로부터 (1) 식 내지 (4) 식에 의해 ε 를 계산하고, 용강에의 침지관 침지 깊이 l 을 0.3 m ∼ 0.9 m 의 범위에서 조정함으로써, (5) 식 또는 (6) 식을 만족하도록 하였다. 단, 탈가스조로서, 진공조 단면적 S_A= 3.14 ㎡, 상승관 내경 D_U= 0.6 m 의 탈가스조 (A 조) 또는 진공조 단면적 S_A= 3.8 ㎡, 상승관 내경 D_U= 0.8 m 의 탈가스조 (B 조) 를 사용하였다. 또, 조업 조건에 대해, 진공도 P 는 133 Pa 로 하고, 환류 가스 유량 G 는 0.020 N㎥/sec, 0.027 N㎥/sec, 0.037 N㎥/sec 또는 0.050 N㎥/sec 중 어느 유량으로 처리 중 일정하게 유지하였다. 또, 환류 중에 트레이서로서 구리를 진공조로부터 첨가하고, 균일 혼합 시간 τ (sec) 를 측정하고, 얻어진 균일 혼합 시간 τ 로부터 용강 실측 환류량 Q_E 를 산출하였다. 균일 혼합 시간 τ 와 용강 실측 환류량 Q_E 의 관계는 하기 (D), (E) 및 (F) 식으로 나타낸다.

τ = 800 × ε^-0.45 ···(D)

ε_L = 8.33 ×10^-3× ρQ_Ev²/W_L ···(E)

v = Q_E/(15πD²) ···(F)

여기서, ε_L : 취과 용강의 교반 동력 밀도 (watt/ton), v : 하강관에 있어서의 용강 유속 (m/sec), W_L : 취과 내 용강량 (ton) 이다.

또한 (A) 식을 사용하여 용강 계산 환류량 Q_C 를 구하고, 각각의 차지에 대해 Q_E/Q_C 를 산출하였다. 단 (A) 식에 있어서의 정수 K 는 K = 446.3 으로 하였다. 사용한 용강의 성분 조성은, C : 0.04 ∼ 0.06 질량％, Si : 0.05 질량％ 이하, Mn : 0.3 질량％ 이하, P : 0.02 질량％ 이하, S : 0.003 질량％ 이하이며, 처리 전의 용강 온도는 1640 ∼ 1670 ℃ 였다.

실험 결과를 표 1 에 나타낸다. 각종 조업 조건이나 장치 치수의 차에 관계없이, (5) 식을 만족하는 영역에 있어서는, 용강 계산 환류량 Q_C 에 대한 용강 실측 환류량 Q_E 의 비가 1.1 배 이상이 되는 양호한 결과가 되었다. 또한, (6) 식을 만족하는 범위에 있어서는, (5) 식밖에 만족하지 않는 경우에 대해 더욱 환류량이 증대하여, 안정적으로 Q_E/Q_C 가 1.2 배 이상이 되는 더욱 양호한 결과가 얻어졌다.

본 발명의 용강의 정련 방법은, RH 식 진공 탈가스 장치의 환류량을 최적화할 수 있으므로, 효율적으로 진공 탈탄 처리나 진공 탈가스 처리를 실시할 수 있어, 산업상 유용하다.

1 : RH 식 진공 탈가스 장치
2 : 취과
3 : 용강
4 : 슬래그
5 : 진공조
6 : 상부조
7 : 하부조
8 : 상승측 침지관 (상승관)
9 : 하강측 침지관 (하강관)
10 : 환류용 가스 취입관
11 : 덕트
12 : 원료 투입구
13 : 상취 랜스

Claims

RH 식 진공 탈가스 장치를 사용한 용강의 정련 방법에 있어서, 하기 (1) ∼ (4) 식으로 나타내는 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 하기 (5) 식을 만족하도록 침지관의 용강에의 침지 깊이 l 또는 환류 가스 유량 G 를 결정하는 것을 특징으로 하는 용강의 정련 방법.
ε = [371GT × ln{1 ＋ (ρ_LgH₀/P)}]/W_V ···(1)
W_V= (π·D_V ²/4) × H₀× ρ_L/1000 ···(2)
H₀= h_V＋ L - h_G ···(3)
h_V= (P₀- P)/(ρ_Lg) ＋ l - L ···(4)
1.35 × 10⁵× D_U/W_V＜ ε ＜ 2.1 × 10⁴ ···(5)
여기서, ε : 진공조 내 용강의 교반 동력 에너지 밀도 (watt/ton),
G : 환류 가스 유량 (N㎥/sec),
T : 용강 온도 (K),
ρ_L : 용강 밀도 (㎏/㎥),
g : 중력 가속도 (9.8 m/sec²),
W_V : 진공조 내의 용강 질량 (ton),
D_V : 진공조 내경 (m),
H₀ : 환류 가스 취입 노즐 위치부터 정지 상태의 진공조 용강욕면까지의 높이 (m),
P : 진공조 내 압력 (Pa),
P₀ : 대기압력 (101325 Pa),
h_V : 정지 상태의 진공조 용강욕면부터 기저까지의 높이 (m),
L : 침지관 하단부터 기저까지의 높이 (m),
h_G : 침지관 하단부터 환류 가스 취입 노즐 위치까지의 높이 (m),
l : 침지관의 용강에의 침지 깊이 (m),
D_U : 상승관 내경 (m)
을 나타낸다.
제 1 항에 있어서,
상기 교반 동력 에너지 밀도 ε 가 하기 (6) 식을 만족하도록 침지관의 용강에의 침지 깊이 l 또는 환류 가스 유량 G 를 결정하는 것을 특징으로 하는 용강의 정련 방법.
1.35 × 10⁵× D_U/W_V＜ ε ＜ 1.0 × 10⁴ ···(6)