TW202202632A - 熔鋼之精煉方法 - Google Patents

Abstract

本發明提供一種使用RH式真空脫氣裝置使環流量增加的熔鋼之精煉方法。使真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε可滿足下述之式(在式中，G表示環流氣體流量，T表示熔鋼溫度，ρ_L 表示熔鋼密度，g表示重力加速度，H₀ 表示自環流氣體吹入噴嘴位置至靜止狀態之真空槽熔鋼浴面為止的高度，P表示真空槽內壓力、P₀ 表示大氣壓力，h_V 表示自靜止狀態之真空槽熔鋼浴面至底盤為止的高度，L表示自浸漬管下端至底盤為止的高度，h_G 表示自浸漬管下端至環流氣體吹入噴嘴位置為止的高度，I表示浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度，D_U 表示上升管內徑)之方式，決定浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度I或環流氣體流量G。ε＝[371GT×ln{1＋(ρ_L gH₀ /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_L g)＋I－L，1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜2.1×10⁴

Description

熔鋼之精煉方法

本發明係關於一種使用RH(Rheinstahl-Heraeus)式真空脫氣裝置的熔鋼之精煉方法。

作為對熔鋼進行盛桶精煉而實施真空脫氣處理的手段，已知有VOD(Vacuum Oxygen Decarburization)、VTD(Vacuum Tank Degasser)等各種類型的手段。隨著鋼材之高級化及對其需求量之增加，需要進行真空脫氣處理的鋼種、數量則有呈現增加之趨勢。對此，強烈地期望能縮短該處理所需之時間而藉由脫氣處理能力之提升及轉爐溫度之降低從而降低鋼鐵製造成本。根據上述需求，在進行真空脫氣處理時，大多使用RH式真空脫氣裝置。

如圖1所示，該RH式真空脫氣裝置1具有上升側浸漬管8及下降側浸漬管9。該上升側浸漬管8、下降側浸漬管9被浸漬於盛桶2內之熔鋼3中，藉由減壓裝置(未圖示)通過導管11自排氣口對脫氣真空槽5內進行排氣而進行減壓，藉此將熔鋼3抽上來。然後從環流用氣體吹入管10向具備有該環流用氣體吹入管10的上升側浸漬管8吹入環流氣體。有關環流氣體大多使用氬氣等之惰性氣體。然後，利用該氣體浮力使熔鋼3上升而導入至脫氣真空槽5，並使其自下降側浸漬管9下降，使熔鋼3循環，而進行脫氣處理。

在使用該RH式真空脫氣裝置的精煉中，可例舉在真空下之脫碳處理(以下稱為「真空脫碳處理」)、或者氫氣、氮氣等之脫氣處理。在真空脫碳處理中對脫碳速度、在脫氣處理予以促進脫氣速度，則可對環流量之增加有效因而被提出多種用以增加環流量的方法。

例如，在專利文獻1中提案有對於熔鋼之循環在0.5 MPa以上之壓力下吹入加熱至200℃至1000℃之惰性氣體的方法。

此外，在專利文獻2中提案有一種方法，該方法係設置有將脫氣槽朝向下方延長並向下開口的外側浸漬筒，在該外側浸漬筒之內部，同心地配設於上下方向開口的內側浸漬筒，自設置在內側浸漬筒的環流氣體吹入口，吹入氬氣，使熔鋼上升而設定為上升流路，另一方面，將內側浸漬筒與外側浸漬筒之間，設定為熔鋼之下降流路，形成截面積較大之上升流路及下降流路，藉此增大熔鋼之環流量。

在脫氣裝置中之環流量，通常利用在非專利文獻1中所揭示之下述之(A)式來計算。 Qc＝K×G^1/3 ×D^4/3 ×{ln(P₀ /P)}^1/3 /(ρ_l /1000)...(A) 其中，Qc為熔鋼計算環流量(熔鋼m³ /min)，G為環流氣體流量(Nm³ /sec)，D為浸漬管內徑(m)，P為真空槽內壓力(Pa)，P₀ 為大氣壓力(101325 Pa)，ρ_l 為熔鋼密度(kg/m³ )。

K係根據在各種操作條件中之實驗結果所取得的擬合參數(fitting parameter)，在非專利文獻2中報告在熔鋼條件下大致K＝446.3。在(A)式中，浸漬管內徑D之冪指數大於環流氣體流量G之冪指數，故得知針對增大熔鋼計算環流量Qc，增大浸漬管內徑較增加環流氣體流量更為有效果。一般而言，已知作為提高脫氣反應效率的手段，藉由擴大浸漬管之內徑來增大熔鋼之環流量是有效者。

此處，由於浸漬管之內徑受到脫氣槽之尺寸的限制，因此為了擴大浸漬管內徑，在多數之情形下需要同時擴大脫氣槽。但是脫氣槽之尺寸受到盛桶或附帶設備的限制。因此，在單純地於正圓形之原狀下要使其均等地擴大在設備上係困難的情形下，可採用，將脫氣槽之形狀設定為僅朝向環流方向，即自上升管朝向下降管的方向擴大的橢圓型，且以與朝向長軸方向擴大相對應的方式來擴大浸漬管的方法。

在專利文獻3中提案有一種橫截面形狀橢圓型，且於長軸方向配設一對環流管的脫氣槽構造。利用該技術而使用脫氣槽進行真空精煉，則在真脫氣槽內熔鋼流中其停滯部消失，且無熔鋼之停滯及熔渣之滯留，從而其脫碳速度可提高。

又，在專利文獻4中提案有一種方法，該方法係在較被設置於上升側浸漬管的環流用氣體吹入管之設置位置更靠上方的內周面，設置超音波振動器，而使惰性氣體之氣泡微細化。 [先前技術文獻] [專利文獻]

專利文獻1：日本專利特開2007-31820號公報 專利文獻2：日本專利特開平08-269534號公報 專利文獻3：日本專利特開平04-272120號公報 專利文獻4：日本專利特開平02-173205號公報 [非專利文獻]

非專利文獻1：桑原達郎等：鐵與鋼，Vol. 73 (1987) PS176 非專利文獻2：桑原達郎等：ISIJ，Vol. 28 (1988) P305

(發明所欲解決之問題)

然而，於上述之習知技術存在有以下之問題。 在專利文獻1所揭示之方法中，存在有需要用來將惰性氣體預熱的設備而導致處理成本變高的問題。

又，在專利文獻2所揭示之方法中，存在有以下之問題，即，其需要外側浸漬筒及內側浸漬筒，不僅裝置變複雜，而且需要使環流氣體配管經由脫氣槽貫通至內側浸漬筒，因此無法對脫氣槽僅拆卸內側浸漬筒來進行更換，在更換浸漬筒時需要更換整個下部槽，故會導致耐火物成本大幅度地升高。

又，在專利文獻3所揭示之技術中，存在有以下之問題，即，為了將脫氣槽設定為橢圓型構造，則需要新製作脫氣槽之鐵皮，在導入時會耗費大量成本、時間。

又，在專利文獻4所揭示之方法中，需要超音波振動器、超音波之發送裝置等，其不僅裝置變複雜，而且無法避免裝置成本、浸漬管成本會升高。

本發明係鑒於上述情形所完成者，其目的在於提出一種熔鋼之精煉方法，該方法係在使用RH式真空脫氣裝置進行熔鋼精煉時，無需新的設備投資，不須增加處理成本，且可增加環流量。 (解決問題之技術手段)

本發明人等為了解決上述課題，著眼於操作條件及RH式真空脫氣裝置之形狀對脫氣槽內之流動所產生的影響，進行了各種實驗，其結果，發現以下之見解，即被吹入至上升管的環流氣體所具有之能量主要在真空槽浴內散失，藉由變更操作條件減少能量散失量，則可增加環流量。本發明係根據上述發現所完成者，其要點如下。

本發明可有利地解決上述課題之熔鋼的精煉方法，其係使用RH式真空脫氣裝置之熔鋼之精煉方法，其特徵在於：以在下述之(1)～(4)式所顯示之真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε為滿足下述之(5)式(在式中，ε表示真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度(watt/ton)，G表示環流氣體流量(Nm³ /sec)，T表示熔鋼溫度(K)，ρ_L 表示熔鋼密度(kg/m³ )，g表示重力加速度(9.8 m/sec² )，W_V 表示真空槽內之熔鋼質量(ton)，D_V 表示真空槽內徑(m)，H₀ 表示自環流氣體吹入噴嘴位置至靜止狀態之真空槽熔鋼浴面為止的高度(m)，P表示真空槽內壓力(Pa)，P₀ 表示大氣壓力(101325 Pa)，h_V 表示自靜止狀態之真空槽熔鋼浴面至底盤為止的高度(m)，L表示自浸漬管下端至底盤為止的高度(m)，h_G 表示自浸漬管下端至環流氣體吹入噴嘴位置為止的高度(m)，I表示浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度(m)，D_U 表示上升管內徑(m))之方式，決定浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度I或環流氣體流量G。 ε＝[371GT×ln{1＋(ρ_L gH₀ /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_L g)＋I－L           ...(4) 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜2.1×10⁴ ...(5)

再者，本發明之熔鋼之精煉方法更佳之解決手段為，上述攪拌動力能量密度ε為滿足下述之(6)式之方式決定浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度I或環流氣體流量G。 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜1.0×10⁴ ...(6) (對照先前技術之功效)

根據本發明，在使用RH式真空脫氣裝置進行熔鋼精煉時，其無需新的設備投資，不增加處理成本且可增加環流量，有助於縮短處理時間。

以下，根據較佳之實施形態對本發明進行說明，首先，針對達成本發明之檢討結果進行說明。圖1係表示使用於本發明之一實施形態之熔鋼之精煉方法的RH式真空脫氣裝置之一例的概略縱剖面圖。

在圖1中，符號1為RH式真空脫氣裝置，2為盛桶，3為熔鋼，4為熔渣，5為真空槽，6為上部槽，7為下部槽，8為上升側浸漬管(上升管)，9為下降側浸漬管(下降管)，10為環流用氣體吹入管，11為導管，12為原料投入口，13為頂吹噴管。真空槽5由上部槽6與下部槽7所構成，又，頂吹噴管13係將氧氣、媒溶劑吹附且添加至真空槽內之熔鋼的裝置，被設置在真空槽5之上部，且成為可在真空槽5之內部上下移動。

在RH式真空脫氣裝置1中，利用升降裝置(未圖示)使收納熔鋼3的盛桶2上升，使上升側浸漬管8及下降側浸漬管9浸漬於盛桶內之熔鋼3。然後，利用與導管11連結的排氣裝置(未圖示)對真空槽5之內部進行排氣，而將真空槽5之內部減壓，並且自環流用氣體吹入管10將環流用氣體吹入至上升側浸漬管8之內部。當真空槽5之內部被減壓時，盛桶內之熔鋼3則與大氣壓和真空槽內之壓力(真空度)的差成比例地上升，而流入至真空槽內。同時，藉由自環流用氣體吹入管10被吹入的環流用氣體所產生的氣舉效果，熔鋼3與環流用氣體一同在上升側浸漬管8中上升，而流入至真空槽5之內部。之後，在經由下降側浸漬管9並返回至盛桶2的過程，即形成所謂之環流，而實施RH式真空脫氣精煉。熔鋼3在真空槽內被暴露在減壓下之氣體環境，熔鋼中之氣體成分向真空槽內之氣體環境移動，進行熔鋼3之脫氣反應。

在模擬RH式真空脫氣裝置的水模實驗中，藉由對操作條件進行各種變更來提高熔鋼之環流量的情形進行檢討。此處，使用水模之原因如下。熔鋼雖然較水重且黏性較大，但是熔鋼與水其動黏度為大致相同。因此，在使用水在全尺度(尺度比1.0)進行模擬的情形下，對於熔鋼可使福祿數及雷諾數此2個無因次數一致。即，其原因在於，在使用水的全尺度之模擬方法中，在有關重力與慣性力及黏性力的影響上可再現熔鋼之流動。其結果發現，將藉由被吹入至上升管的環流氣體控制真空槽內液體之攪拌動力能量密度ε在適當之範圍，則可有效地增大環流量。 其中，真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε利用以下之(1)～(4)式來表示。 ε＝[371GT×ln{1＋(ρ_L gH₀ /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_L g)＋I－L                 ...(4) 此處，ε表示真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度(watt/ton)， G表示環流氣體流量(Nm³ /sec)， T表示熔鋼溫度(K)， ρ_L 表示熔鋼密度(kg/m³ )， g表示重力加速度(9.8 m/sec² )， W_V 表示真空槽內之熔鋼質量(ton)， D_V 表示真空槽內徑(m)， H₀ 表示自環流氣體吹入噴嘴位置至靜止狀態之真空槽熔鋼浴面為止的高度(m)， P表示真空槽內壓力(Pa)， P₀ 表示大氣壓力(101325 Pa)， h_V 表示自靜止狀態之真空槽熔鋼浴面至底盤為止的高度(m)， L表示自浸漬管下端至底盤為止的高度(m)， h_G 表示自浸漬管下端至環流氣體吹入噴嘴位置為止的高度(m)， I表示浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度(m)。

圖2係表示本發明概念之上述RH式真空脫氣裝置的放大剖面圖。在圖2例示有關於在上述(1)～(4)中所使用之RH式真空脫氣裝置之各尺寸的記號。

在(4)式中，浸漬管浸漬於熔鋼的浸漬深度I利用下述之(B)式來定義。 I＝I_L －I_FB －I_LV ...(B) 此處，I_L 為自盛桶上端至盛桶底為止的距離(m)， I_FB 為自盛桶上端至盛桶內熔鋼面為止的距離(m)， I_LV 為自浸漬管下端至盛桶底為止的距離(m)。 其中，I_FB 為藉由以下之方法等來求出，即，使用熔鋼液位計來測定熔鋼面高度，或者使金屬棒浸漬於盛桶內之熔鋼來測定熔解部分之長度。I_LV 係根據自控制系統中所取得的盛桶與真空槽之相對距離來求出。

在水模實驗中，藉由對真空槽內之水的浴深進行各種變更，測定下降管流速，以求出各水準之環流量。圖3顯示在水模實驗中之真空槽內液體的攪拌動力能量密度ε與標準化環流量的關係。其中，將標準化環流量設為相對於環流量為最小之水準的比。實驗之結果，發現以下，在環流氣體流量為一定的情形下，隨著真空槽內液體之攪拌動力能量密度ε的減小，環流量則增大。

環流量如上所述發生變動之原因在於，在真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε小的情形下，則浴面擾動變小，而使熔鋼界面變動的能量所消耗的能量比率變小，因此環流氣體所具有的能量中貢獻於環流能量之比率相對地增大，而使環流量增加。

又，即便在真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε十分小的情形下，相對於上升管內徑D_U (m)，於下述之(C)式所表示的攪拌動力能量E(watt)小的情形下，則無法充分地發揮升泵效果，環流量則減少。 E＝[371GT×ln{1＋(ρ_L gH₀ /P)}](＝ε·W_V )...(C)

圖4顯示在浸漬管徑及真空槽內徑不同的RH式真空脫氣裝置中，攪拌動力能量E與熔鋼實測環流量Q_E (熔鋼m³ /min)相對於使用(A)式所求出之熔鋼計算環流量Q_C 之比Q_E /Q_C 的關係。其中，熔鋼實測環流量Q_E 係藉由如下之方式來計算，即，在處理中自真空槽添加銅作為追蹤劑，來測定均一混合時間τ(sec)，根據所取得的均一混合時間τ利用下述之關係式來計算。在(A)式中，常數K係以K＝446.3進行計算。在攪拌動力能量E為一定值以上的範圍中，隨著攪拌動力能量E之降低，真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε亦降低，故能量效率增大，環流量增加。另一方面，若攪拌動力能量E成為一定之值E_{mi n} 以下時，則對上升管徑D_U 氣體之升泵效果不足，因此環流不良，Q_E /Q_C 減少。此處，將E_min 定義為最低攪拌動力能量，將上升管徑D_U 與E_min 之關係顯示於圖5。根據藉由圖5之關係所取得的上升管徑D_U 與E_min 之關係的比例近似的比例常數，將在RH式真空脫氣裝置中於正常環流所需之攪拌動力能量E之條件定義為下述之(7)式。 1.35×10⁵ ×D_U ≦E...(7) 又，若使用ε＝E/W_V 之關係，則(7)式變形為下述之(8)式。 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε...(8)

進而，有關同樣之RH式真空脫氣裝置在各種條件下所測定環流量，以Q_E /Q_c 進行評價的結果，可得知，在真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε未滿2.1×10⁴ 的情形下，Q_E /Q_c 大幅地增大，超過1.1。真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε與Q_E /Q_c 之關係被顯示在圖6。但在圖6中已排除未滿足(8)式的條件者。

根據該結果，為了增大環流量的ε之條件，可得到(9)式 ε＜2.1×10⁴ ...(9) 根據(8)式及(9)式，為了增大環流氣體之能量效率並增加環流量所需之攪拌動力能量密度ε的條件，可得到(5)式。 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜2.1×10⁴ ...(5) 又，若在滿足(7)式之範圍中更進一步降低真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε，則Q_E /Q_C 更進一步增大，在ε未滿1.0×10⁴ 之區域中，Q_E /Q_C 超過1.2。因此，更為理想的是將ε之值設在未滿1.0×10⁴ 。若利用式子來表示以上之條件則如(6)式所示。 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜1.0×10⁴ ...(6)

關於用以將真空槽內之攪拌動力能量密度ε控制在(5)式或(6)式之範圍的參數，雖然除了裝置尺寸之外則為環流氣體流量G、真空度P、浸漬於熔鋼的浸漬管浸漬深度I，但是若降低真空度，則原本之目標即脫氣之反應速度會降低或變為零，因此較為理想的是變更環流氣體流量G或浸漬於熔鋼的浸漬管浸漬深度I來進行控制。

如以上所說明，根據本發明，其無需新的設備投資，不增加處理成本，即可增加熔鋼環流量。 [實施例]

使用RH式真空脫氣裝置對利用轉爐進行吹煉的300噸熔鋼進行真空精煉。此時，藉由(1)式至(4)式根據裝置尺寸及操作條件來計算ε，將浸漬於熔鋼的浸漬管浸漬深度I調整在0.3 m～0.9 m之範圍，使其滿足(5)式或(6)式。其中，作為脫氣槽，使用真空槽截面積S_A ＝3.14 m² 、上升管內徑D_U ＝0.6 m之脫氣槽(A槽)、或者真空槽截面積S_A ＝3.8 m² 、上升管內徑D_U ＝0.8 m之脫氣槽(B槽)。又，關於操作條件，將真空度P設定為133 Pa，於處理中在0.020 Nm³ /sec、0.027 Nm³ /sec、0.037 Nm³ /sec或0.050 Nm³ /sec中之任一流量將環流氣體流量G保持為一定。又，在環流中自真空槽添加銅作為追蹤劑，測定均一混合時間τ(sec)，根據所取得的均一混合時間τ來計算熔鋼實測環流量Q_E 。均一混合時間τ與熔鋼實測環流量Q_E 之關係係藉由下述之(D)、(E)及(F)式來表示。 τ＝800×ε^-0.45 ...(D) ε_L ＝8.33×10^-3 ×ρQ_E v² /W_L ...(E) v＝Q_E /(15πD² )           ...(f) 此處，ε_L 為盛桶熔鋼之攪拌動力密度(watt/ton)，v為在下降管中之熔鋼流速(m/sec)，W_L 為盛桶內熔鋼量(ton)。 更進一步使用(A)式來求出熔鋼計算環流量Q_C ，針對各者之進料計算Q_E /Q_C 。其中，將在(A)式中之常數K設定為K＝446.3。所使用之熔鋼之成分組成為：C：0.04～0.06質量%、Si：0.05質量%以下、Mn：0.3質量%以下、P：0.02質量%以下、S：0.003質量%以下，處理前之熔鋼溫度為1640～1670℃。

將實驗結果顯示在表1。無論各種操作條件、裝置尺寸之差為何，在滿足(5)式之範圍中其均成為良好的結果，即，熔鋼實測環流量Q_E 相對於熔鋼計算環流量Q_C 之比為1.1倍以上。更進一步，在滿足(6)式之範圍中，可取得更好之結果，即，相對於僅滿足(5)式的情形，環流量可更進一步增大，Q_E /Q_C 穩定地成為1.2倍以上。

[表1]

No.	G	SA	L	hG	I	H0	hV	DU	V	E	ε	QE /QC	備註
Nm3 /sec	m2	m	m	m	m	m	m	m3	watt	watt/ton	-
1	0.027	3.14	1.60	0.30	0.40	1.57	0.27	0.60	0.86	124728	20548	1.12	發明例
2	0.027	3.14	1.60	0.30	0.45	1.62	0.32	0.60	1.02	126364	17466	1.14	發明例
3	0.027	3.14	1.60	0.30	0.60	1.77	0.47	0.60	1.49	127380	12104	1.16	發明例
4	0.027	3.14	1.60	0.30	0.70	1.87	0.57	0.60	1.81	128343	10078	1.19	發明例
5	0.027	3.14	1.60	0.30	0.80	1.97	0.67	0.60	2.12	128806	8649	1.22	發明例
6	0.027	3.14	1.60	0.30	0.85	2.02	0.72	0.60	2.28	129258	8082	1.21	發明例
7	0.027	3.14	1.60	0.30	0.90	2.07	0.77	0.60	2.43	171501	7587	1.24	發明例
8	0.037	3.80	1.60	0.30	0.45	1.62	0.32	0.80	1.23	173023	19847	1.15	發明例
9	0.037	3.80	1.60	0.30	0.55	1.72	0.42	0.80	1.61	173751	15309	1.17	發明例
10	0.037	3.80	1.60	0.30	0.60	1.77	0.47	0.80	1.80	175147	13754	1.18	發明例
11	0.037	3.80	1.60	0.30	0.70	1.87	0.57	0.80	2.18	176471	11453	1.18	發明例
12	0.037	3.80	1.60	0.30	0.80	1.97	0.67	0.80	2.56	177109	9829	1.20	發明例
13	0.037	3.80	1.60	0.30	0.85	2.02	0.72	0.80	2.75	177730	9184	1.22	發明例
14	0.037	3.80	1.60	0.30	0.90	2.07	0.77	0.80	2.95	235940	8621	1.23	發明例
15	0.050	3.80	1.60	0.30	0.55	1.72	0.42	0.80	1.61	236933	20876	1.12	發明例
16	0.050	3.80	1.60	0.30	0.60	1.77	0.47	0.80	1.80	237898	18756	1.15	發明例
17	0.050	3.80	1.60	0.30	0.65	1.82	0.52	0.80	1.99	238837	17038	1.15	發明例
18	0.050	3.80	1.60	0.30	0.70	1.87	0.57	0.80	2.18	239752	15617	1.14	發明例
19	0.050	3.80	1.60	0.30	0.75	1.92	0.62	0.80	2.37	240643	14422	1.15	發明例
20	0.050	3.80	1.60	0.30	0.80	1.97	0.67	0.80	2.56	241512	13403	1.17	發明例
21	0.050	3.80	1.60	0.30	0.85	2.02	0.72	0.80	2.75	93111	12523	1.16	發明例
22	0.020	3.14	1.60	0.30	0.40	1.57	0.27	0.60	0.86	94773	15411	1.17	發明例
23	0.020	3.14	1.60	0.30	0.60	1.77	0.47	0.60	1.49	95535	9078	1.21	發明例
24	0.020	3.14	1.60	0.30	0.70	1.87	0.57	0.60	1.81	96257	7559	1.22	發明例
25	0.020	3.14	1.60	0.30	0.80	1.97	0.67	0.60	2.12	123551	6487	1.23	發明例
26	0.027	3.14	1.60	0.30	0.35	1.52	0.22	0.60	0.71	123551	24999	1.01	比較例
27	0.027	3.14	1.60	0.30	0.38	1.55	0.25	0.60	0.80	123912	22119	1.03	比較例
28	0.037	3.80	1.60	0.30	0.35	1.52	0.22	0.80	0.85	169882	28408	0.99	比較例
29	0.037	3.80	1.60	0.30	0.40	1.57	0.27	0.80	1.04	170704	23350	1.01	比較例
30	0.050	3.80	1.60	0.30	0.40	1.57	0.27	0.80	1.04	232779	31841	0.97	比較例
31	0.050	3.80	1.60	0.30	0.50	1.67	0.37	0.80	1.42	234918	23559	0.99	比較例
32	0.020	3.14	1.60	0.30	0.70	1.87	0.57	0.80	1.81	95535	7559	0.82	比較例

(產業上之可利用性)

本發明之熔鋼的精煉方法由於可使RH式真空脫氣裝置之環流量最佳化，故可有高效率地實施真空脫碳處理、真空脫氣處理，在產業上極為有用。

1:RH式真空脫氣裝置 2:盛桶 3:熔鋼 4:熔渣 5:真空槽 6:上部槽 7:下部槽 8:上升側浸漬管(上升管) 9:下降側浸漬管(下降管) 10:環流用氣體吹入管 11:導管 12:原料投入口 13:頂吹噴管 D_U :上升管內徑 h_G :自浸漬管下端至環流氣體吹入噴嘴位置為止的高度 h_V :自靜止狀態之真空槽熔鋼浴面至底盤為止的高度 H₀ :自環流氣體吹入噴嘴位置至靜止狀態之真空槽熔鋼浴面為止的高度 I:浸漬管浸漬於熔鋼中之深度 I_FB :自盛桶上端至盛桶內熔鋼面為止的距離 I_L :自盛桶上端至盛桶底為止的距離 I_LV :自浸漬管下端至盛桶底為止的距離 L:自浸漬管下端至底盤為止的高度

圖1係顯示RH式真空脫氣裝置之一例的概略縱剖面圖。 圖2係顯示本發明之概念之上述RH式真空脫氣裝置的放大剖面圖。 圖3係顯示在水模實驗中之真空槽內液體之攪拌動力能量密度ε與標準化環流量之關係的圖。 圖4係顯示在浸漬管徑及真空槽內徑為不同的RH式真空脫氣裝置中，攪拌動力能量E與熔鋼實測環流量Q_E 相對於使用(A)式所求出之熔鋼計算環流量Q_C 之比Q_E /Q_C 之關係的圖。 圖5係顯示上升管徑D_U 與最低攪拌動力能量E_min 之關係的圖。 圖6係顯示在實際操作中之真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε與熔鋼實測環流量Q_E 相對於熔鋼計算環流量Q_C 之比Q_E /Q_c 之關係的圖。

D_U:上升管內徑

h_G:自浸漬管下端至環流氣體吹入噴嘴位置為止的高度

h_V:自靜止狀態之真空槽熔鋼浴面至底盤為止的高度

H₀:自環流氣體吹入噴嘴位置至靜止狀態之真空槽熔鋼浴面為止的高度

I:浸漬管浸漬於熔鋼中之深度

I_FB:自盛桶上端至盛桶內熔鋼面為止的距離

I_L:自盛桶上端至盛桶底為止的距離

I_LV:自浸漬管下端至盛桶底為止的距離

L:自浸漬管下端至底盤為止的高度

Claims (2)

1. 一種熔鋼之精煉方法，其係使用RH式真空脫氣裝置者；其特徵在於，使在下述之(1)～(4)式所顯示之真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度ε可滿足下述之(5)式之方式決定浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度I或環流氣體流量G； ε＝[371GT×ln{1＋(ρ_L gH₀ /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_L g)＋I－L         ...(4) 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜2.1×10⁴ ...(5) 此處，ε表示真空槽內熔鋼之攪拌動力能量密度(watt/ton)， G表示環流氣體流量(Nm³ /sec)， T表示熔鋼溫度(K)， ρ_L 表示熔鋼密度(kg/m³ )， g表示重力加速度(9.8 m/sec² )， W_V 表示真空槽內之熔鋼質量(ton)， D_V 表示真空槽內徑(m)， H₀ 表示自環流氣體吹入噴嘴位置至靜止狀態之真空槽熔鋼浴面為止的高度(m)， P表示真空槽內壓力(Pa)， P₀ 表示大氣壓力(101325 Pa)， h_V 表示自靜止狀態之真空槽熔鋼浴面至底盤為止的高度(m)， L表示自浸漬管下端至底盤為止的高度(m)， h_G 表示自浸漬管下端至環流氣體吹入噴嘴位置為止的高度(m)， I表示浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度(m)， D_U 表示上升管內徑(m)。
2. 如請求項1之熔鋼之精煉方法，其中，使上述攪拌動力能量密度ε可滿足下述之(6)式之方式決定浸漬管之浸漬於熔鋼的浸漬深度I或環流氣體流量G： 1.35×10⁵ ×D_U /W_V ＜ε＜1.0×10⁴ ...(6)。

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