JP2020066786A - Ladle refining method of molten steel - Google Patents

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Abstract

To more surely suppress occurrence of nitrogen absorption reaction in ladle refining accompanied by electric heating.SOLUTION: A ladle refining method of a molten steel includes forming a slag layer on a molten steel surface in a ladle and immersing electrodes in the slag layer and energizing the slag layer, in which the number of electrodes immersed in the slag layer is two or three, there is one plug for gas blowing provided on a bottom surface of a ladle, when a ladle inner diameter on the molten steel surface is represented by Ds [m], and when a diameter of a circumscribed circle of an electrode that is circumscribed at a position of the electrode on the molten steel surface or a projection position to the molten steel surface of the electrodes when the molten steel surface is viewed from above the ladle and is a circle whose diameter is the minimum is represented by D [m], a ratio (Ds/D) satisfies the following expression (1), and on the molten steel surface, a central axis of the plug for gas blowing passes on the electrode circumcircle or inside the electrode circumcircle, and a flow rate Q [NL/min/t] of gas for stirring satisfies the following expression (2). 1.8≤Ds/D≤3.5... (1) 0.3≤Q≤4.5... (2)SELECTED DRAWING: Figure 2B

Description

本発明は、溶鋼の取鍋精錬方法に関する。   The present invention relates to a molten steel ladle refining method.

鉄鋼材料の製造時、転炉で脱炭した溶鋼は、用途に応じて二次精錬される。かかる二次精錬では、製造する製品の規格に応じて、合金添加、昇温、還元、不純物元素の除去が行われる。   During manufacturing of steel materials, molten steel decarburized in a converter is secondarily refined depending on the application. In such secondary refining, alloy addition, temperature increase, reduction, and impurity element removal are performed according to the specifications of the manufactured product.

上記のような二次精錬の方法の一つに、溶鋼表面上に存在するスラグ層中に通電電極を浸漬させて通電加熱しながら、取鍋底部に設けられたポーラスプラグを通じて溶鋼内に不活性ガスを吹き込んで溶鋼を攪拌する方法がある。このような通電加熱を伴う二次精錬方法では、不活性ガスによる攪拌により、溶鋼とスラグとの間で精錬反応が生じる。   One of the methods of secondary refining as described above, while immersing the current-carrying electrode in the slag layer existing on the surface of the molten steel and heating it with electricity, it is inert in the molten steel through the porous plug provided at the bottom of the ladle. There is a method of blowing gas to stir molten steel. In such a secondary refining method involving electric heating, the refining reaction occurs between the molten steel and the slag by stirring with an inert gas.

かかる通電加熱を伴う二次精錬方法では、例えば以下の特許文献１に開示されているように、通電加熱によって取鍋の内壁面に設けられた耐火物を溶損しないように注意を払いながら、通電のための電極が配置されている。   In the secondary refining method involving electric heating, for example, as disclosed in Patent Document 1 below, while paying attention so as not to melt the refractory provided on the inner wall surface of the ladle by electric heating, Electrodes for energizing are arranged.

ここで、通電加熱を伴う二次精錬方法において、雰囲気中の窒素ガスが溶鋼と接触すると、溶鋼において窒素の吸収反応（以下、「吸窒反応」という。）が生じ、溶鋼中の窒素濃度が上昇してしまう。そのため、従来、吸窒反応を防止するための技術が各種提案されている。   Here, in the secondary refining method involving energization heating, when nitrogen gas in the atmosphere comes into contact with molten steel, an absorption reaction of nitrogen (hereinafter referred to as “nitriding reaction”) occurs in the molten steel, and the nitrogen concentration in the molten steel is increased. Will rise. Therefore, various techniques for preventing the nitrifying reaction have been conventionally proposed.

例えば以下の特許文献２には、電極の下部に開口するガス通流道を形成し、かかるガス通流道を介して不活性ガスを吐出することで、溶鋼面上部を不活性ガス雰囲気とする技術が開示されている。   For example, in Patent Document 2 below, a gas flow passage opening to the lower portion of the electrode is formed, and an inert gas is discharged through the gas flow passage to make the upper portion of the molten steel surface an inert gas atmosphere. The technology is disclosed.

また、以下の特許文献３には、二酸化炭素を取鍋蓋内に供給して、溶鋼と接する気相を二酸化炭素ガス雰囲気とし、溶鋼面上部のガス雰囲気を低窒素濃度とする技術が開示されている。   Further, Patent Document 3 below discloses a technique in which carbon dioxide is supplied into a ladle lid, a gas phase in contact with molten steel is made into a carbon dioxide gas atmosphere, and a gas atmosphere above the molten steel surface has a low nitrogen concentration. ing.

また、以下の特許文献４には、造滓剤を添加するとともに溶鋼を攪拌して、溶鋼熱により少なくとも造滓剤の一部を溶融させ、次いで電極を溶融造滓剤中に挿入してアーク加熱を行う低窒素化技術が開示されている。   In Patent Document 4 below, a slag forming agent is added and molten steel is stirred to melt at least a part of the slag forming agent by heat of the molten steel, and then an electrode is inserted into the molten slag forming agent to cause an arc. A technique for reducing nitrogen in which heating is performed is disclosed.

特開２０１０−１７７５６号公報JP, 2010-17756, A 特開昭６１−２７６６８４号公報JP-A-61-276684 特開平３−１０４８１４号公報JP-A-3-104814 特開平１−２０８４１３号公報JP-A-1-208413

しかしながら、上記特許文献２及び特許文献３に開示されている技術は、溶鋼面上部の雰囲気を低窒素化する技術であり、雰囲気を低窒素化するまでに吸窒が進行する場合がある。また、上記特許文献４に開示されている技術では、造滓剤を溶融させるために要する通電時間が長くなる場合があり、却って吸窒反応が進行してしまう場合がある。   However, the techniques disclosed in Patent Documents 2 and 3 described above are techniques for reducing the nitrogen in the atmosphere above the molten steel surface, and nitrification may proceed before the atmosphere is reduced to nitrogen. Further, in the technique disclosed in Patent Document 4 described above, the energization time required to melt the slag-forming agent may be long, and the nitrification reaction may proceed rather.

このように、上記特許文献２〜特許文献４に開示されている技術は、より確実な吸窒反応の抑制という観点では、未だ改良の余地がある。   As described above, the techniques disclosed in Patent Documents 2 to 4 still have room for improvement from the viewpoint of more reliable suppression of the nitrifying reaction.

そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、通電加熱を伴う取鍋精錬において、吸窒反応の発生をより確実に抑制することが可能な、溶鋼の取鍋精錬方法を提供することにある。   Therefore, the present invention has been made in view of the above problems, and an object of the present invention is to more reliably suppress the occurrence of a nitrifying reaction in ladle refining involving electric heating. , To provide a ladle refining method for molten steel.

本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討を行ったところ、吸窒反応は、（ａ）攪拌ガスの気泡が溶鋼表面で破泡する結果生じる溶鋼露出面、（ｂ）未溶融のスラグ塊同士の隙間に存在する溶鋼露出面、（ｃ）溶融スラグの偏在により局所的に被覆されていない溶鋼露出面、という３種類の溶鋼露出面にて進行することを見出した。かかる知見に基づき、溶鋼表面を全体にわたって溶融スラグにより被覆し、かつ、攪拌ガスの気泡が溶鋼表面で破泡しないようにすれば、吸窒反応の発生をより確実に抑制可能であるとの着想を得るに至った。本発明者らは、かかる着想に基づき更なる検討を行った結果、本発明を完成するに至った。
かかる検討結果に基づき完成された本発明の要旨は、以下の通りである。 The inventors of the present invention have conducted diligent studies to solve the above-mentioned problems. As a result, the nitrogen absorption reaction is (a) a molten steel exposed surface resulting from the bubbles of the stirring gas breaking on the molten steel surface, and (b) unmelting. It was found that there are three types of exposed molten steel surfaces: the exposed molten steel surface existing in the gaps between the slag masses, and (c) the exposed molten steel surface not locally coated due to the uneven distribution of the molten slag. Based on such knowledge, if the molten steel surface is entirely covered with molten slag, and the bubbles of the stirring gas are prevented from breaking on the molten steel surface, the idea that the occurrence of the nitrification reaction can be suppressed more reliably Came to get. The present inventors have completed the present invention as a result of further studies based on such an idea.
The gist of the present invention completed based on the results of the study is as follows.

［１］取鍋内の溶鋼表面にスラグ層を形成し、電極を前記スラグ層に浸漬させて通電する溶鋼の取鍋精錬方法において、前記スラグ層に浸漬される前記電極は、２本又は３本であり、前記取鍋の底面には、前記取鍋内に保持された前記溶鋼を攪拌する攪拌用ガスを吹き込むガス吹き込み用プラグが１本設けられており、溶鋼表面における取鍋内径をＤｓ［ｍ］とし、前記溶鋼表面を前記取鍋の上方から見たときに、前記溶鋼表面での前記２本もしくは３本の電極の位置、又は、前記２本もしくは３本の電極の前記溶鋼表面への投影位置に外接し、かつ、直径が最小となる円である電極外接円の直径をＤ［ｍ］としたときに、前記取鍋内径に対する前記電極外接円の直径の比（Ｄｓ／Ｄ）が、以下の式（１）を満足し、前記溶鋼表面において、前記ガス吹き込み用プラグの中心軸が、前記電極外接円上、又は、前記電極外接円の内側を通り、前記攪拌用ガスの流量をＱ［ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ］としたときに、当該攪拌用ガスの流量が、以下の式（２）を満足する、溶鋼の取鍋精錬方法。
１．８ ≦ Ｄｓ／Ｄ ≦３．５ ・・・式（１）
０．３ ≦ Ｑ ≦４．５ ・・・式（２）
［２］前記スラグ層の厚みは、１００ｍｍ以上である、［１］に記載の溶鋼の取鍋精錬方法。 [1] In a ladle refining method for molten steel in which a slag layer is formed on the surface of molten steel in a ladle, and an electrode is immersed in the slag layer to conduct electricity, the number of electrodes to be immersed in the slag layer is two or three. This is a book, and one gas injection plug for injecting a stirring gas for agitating the molten steel held in the ladle is provided on the bottom surface of the ladle, and the ladle inner diameter on the molten steel surface is Ds. [M], when the molten steel surface is viewed from above the ladle, the positions of the two or three electrodes on the molten steel surface, or the molten steel surface of the two or three electrodes When the diameter of the electrode circumscribing circle that is circumscribed at the projected position on the electrode and is the minimum diameter is D [m], the ratio of the diameter of the electrode circumscribing circle to the inner diameter of the ladle (Ds / D ) Satisfies the following formula (1), and on the molten steel surface, When the central axis of the gas blowing plug is on the circumscribed circle of the electrode or inside the circumscribed circle of the electrode and the flow rate of the stirring gas is Q [NL / min / t], A ladle refining method for molten steel, wherein the gas flow rate satisfies the following formula (2).
1.8 ≤ Ds / D ≤ 3.5 ... Formula (1)
0.3 ≤ Q ≤ 4.5 Equation (2)
[2] The molten steel ladle refining method according to [1], wherein the slag layer has a thickness of 100 mm or more.

以上説明したように本発明によれば、通電加熱を伴う取鍋精錬において、吸窒反応の発生をより確実に抑制することが可能となる。   As described above, according to the present invention, it is possible to more reliably suppress the occurrence of a nitrifying reaction in ladle refining accompanied by electric heating.

本発明の実施形態に係る取鍋精錬設備を取鍋の深さ方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。It is sectional drawing which showed typically the cross section when the ladle refining equipment which concerns on embodiment of this invention was cut | disconnected in the depth direction of the ladle. 同実施形態に係る取鍋精錬設備を取鍋の深さ方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。It is sectional drawing which showed typically the cross section when the ladle refining equipment which concerns on the same embodiment was cut | disconnected in the depth direction of the ladle. 同実施形態に係る取鍋精錬設備を溶鋼高さＨの位置で水平方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。It is sectional drawing which showed typically the cross section at the time of cutting the ladle refining equipment which concerns on the same embodiment at the position of molten steel height H. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment. 同実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。It is explanatory drawing for demonstrating the ladle refining method which concerns on the same embodiment.

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。   Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the accompanying drawings. In the present specification and the drawings, constituent elements having substantially the same functional configuration are designated by the same reference numerals, and duplicate description will be omitted.

（溶鋼の取鍋精錬方法について）
以下に、本発明の実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法について、図１〜図８を参照しながら詳細に説明する。
図１及び図２Ａは、本実施形態に係る取鍋精錬設備を取鍋の深さ方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。図２Ｂは、本実施形態に係る取鍋精錬設備を溶鋼高さＨの位置で水平方向に切断した際の断面を模式的に示した断面図である。図３Ａ〜図８は、本実施形態に係る取鍋精錬方法を説明するための説明図である。 (About ladle refining method for molten steel)
Hereinafter, a molten steel ladle refining method according to an embodiment of the present invention will be described in detail with reference to FIGS. 1 to 8.
FIG. 1 and FIG. 2A are cross-sectional views schematically showing a cross section when the ladle refining equipment according to the present embodiment is cut in the depth direction of the ladle. FIG. 2B is a sectional view schematically showing a section when the ladle refining equipment according to the present embodiment is horizontally cut at the position of the molten steel height H. 3A to 8 are explanatory views for explaining the ladle refining method according to the present embodiment.

＜取鍋精錬設備について＞
まず、図１〜図２Ｂを参照しながら、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法（以下、単に、「取鍋精錬方法」ともいう。）に用いられる取鍋精錬設備について説明する。なお、以下では、便宜的に、図１〜図２Ｂに示した座標系を用いて説明を行うものとする。 <About ladle refining equipment>
First, a ladle refining equipment used for a molten steel ladle refining method according to the present embodiment (hereinafter, also simply referred to as “ladle refining method”) will be described with reference to FIGS. 1 to 2B. In the following, for convenience, the coordinate system shown in FIGS. 1 to 2B will be used for description.

本実施形態に係る取鍋精錬方法で用いられる取鍋精錬設備は、図１に模式的に示したように、所定の容量の取鍋１０を少なくとも有している。かかる取鍋１０の大きさ（容量）については、特に限定されるものではなく、公知の各種の取鍋を用いることが可能である。   The ladle refining equipment used in the ladle refining method according to the present embodiment has at least a ladle 10 having a predetermined capacity, as schematically shown in FIG. The size (capacity) of the ladle 10 is not particularly limited, and various known ladle can be used.

また、取鍋１０の底面には、ガス吹き込み用プラグの一例としてのポーラスプラグ２０が１本設けられている。かかるポーラスプラグ２０は、取鍋１０の内部に保持される溶鋼中に所定の不活性ガスを吹き込んで、溶鋼１１を攪拌するためのガス吐出口として用いられる。かかるポーラスプラグ２０については、以下で詳述するようなガス流量を実現することが可能なものであれば、公知の各種のポーラスプラグを使用することが可能である。   Further, on the bottom surface of the ladle 10, one porous plug 20 as an example of a gas blowing plug is provided. The porous plug 20 is used as a gas discharge port for agitating the molten steel 11 by blowing a predetermined inert gas into the molten steel held inside the ladle 10. As the porous plug 20, various known porous plugs can be used as long as they can realize a gas flow rate as described in detail below.

なお、本実施形態では、例えば図１に示したように、取鍋１０の形状を模式化して示しているが、取鍋の詳細な構造についても、特に限定されるものではない。例えば、本実施形態に係る取鍋精錬方法に用いられる取鍋１０は、二次精錬が終了した後の溶鋼を外部に取り出すための溶鋼取り出し口を有していてもよいし、その他の構造物が設けられていてもよい。   In the present embodiment, the shape of the ladle 10 is schematically shown as shown in FIG. 1, for example, but the detailed structure of the ladle is not particularly limited. For example, the ladle 10 used in the ladle refining method according to the present embodiment may have a molten steel take-out port for taking out the molten steel after the secondary refining is finished, or other structure. May be provided.

かかる取鍋１０の内部には、溶鋼１１が保持されており、溶鋼１１の表面（ｚ軸正方向側の表面）には、ＣａＯ、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＦｅＯなどを含むスラグ層１３が浮いた状態で存在している。また、スラグ層１３には、取鍋精錬工程で添加される各種のフラックス（造滓剤）が存在していてもよい。かかるスラグ層１３は、フラックス層と呼ばれることもある。 Molten steel 11 is held inside the ladle 10, and a slag layer 13 containing CaO, SiO 2 , Al 2 O 3 , FeO or the like is provided on the surface of the molten steel 11 (the surface on the z-axis positive direction side). Exists in a floating state. Further, the slag layer 13 may contain various fluxes (slag forming agents) added in the ladle refining process. The slag layer 13 is sometimes called a flux layer.

ここで、本実施形態において、図１に模式的に示したように、取鍋１０の底面の位置を便宜的にｚ軸方向の原点（ｚ＝０）の位置とする。また、溶鋼１１の高さＨは、図１に模式的に示したように、溶鋼１１及びスラグ層１３を取鍋１０の内部に出鋼して静置した後における、溶鋼１１の表面の位置とする。   Here, in the present embodiment, as schematically shown in FIG. 1, the position of the bottom surface of the ladle 10 is set to the position of the origin (z = 0) in the z-axis direction for convenience. Further, the height H of the molten steel 11 is, as schematically shown in FIG. 1, the position of the surface of the molten steel 11 after the molten steel 11 and the slag layer 13 are tapped inside the ladle 10 and allowed to stand still. And

また、用いる取鍋１０の底面（ｚ＝０）の位置における取鍋１０の半径を、Ｒ［ｍ］と表すこととし、溶鋼表面（ｚ＝Ｈ）における取鍋１０の内径を、Ｄｓ［ｍ］と表すこととし、スラグ層１３の厚みを、ｄ［ｍｍ］と表すこととする。   In addition, the radius of the ladle 10 at the position of the bottom surface (z = 0) of the ladle 10 to be used is represented as R [m], and the inner diameter of the ladle 10 at the molten steel surface (z = H) is Ds [m ], And the thickness of the slag layer 13 is represented by d [mm].

取鍋１０内に保持された溶鋼１１に対して、本実施形態に係る取鍋精錬方法を適用する場合、２本又は３本の電極が、スラグ層１３の内部に浸漬される。図２Ａ及び図２Ｂでは、３本の電極３０Ａ，３０Ｂ，３０Ｃ（以下、まとめて「電極３０」ということがある。）がスラグ層１３の内部に浸漬されている場合を図示しているが、図２Ａ及び図２Ｂにおいて、電極の本数は、２本であってもよい。   When the ladle refining method according to the present embodiment is applied to the molten steel 11 held in the ladle 10, two or three electrodes are immersed inside the slag layer 13. 2A and 2B illustrate a case where three electrodes 30A, 30B, 30C (hereinafter, may be collectively referred to as “electrode 30”) are immersed in the slag layer 13, In FIGS. 2A and 2B, the number of electrodes may be two.

本実施形態に係る取鍋精錬方法に用いられる電極３０は、特に限定されるものではなく、公知の各種の素材を用いた電極を用いることが可能であるが、炭素製の電極（カーボン電極）を用いることが簡便である。また、電極３０の形状や大きさについても、特に限定されるものではなく、公知の各種の電極を適宜利用することが可能である。   The electrode 30 used in the ladle refining method according to the present embodiment is not particularly limited, and electrodes using various known materials can be used, but an electrode made of carbon (carbon electrode) Is convenient to use. Also, the shape and size of the electrode 30 are not particularly limited, and various known electrodes can be appropriately used.

ただし、電極３０のスラグ層１３への浸漬深さは、溶鋼１１に接触しないような深さであることが好ましい。特に電極３０にカーボン電極を用いる場合に、電極３０が溶鋼１１に接触してしまうと、溶鋼１１が有している熱により、カーボン電極が溶解してしまう可能性がある。カーボン電極が溶解すると、溶鋼１１中に溶解した炭素が混入して、溶鋼１１の炭素含有量が変化してしまう可能性がある。また、その他の素材を用いた電極を用いる場合であっても、電極が溶鋼１１に接触してしまうと、電極の溶解が発生する可能性がある。そのため、溶鋼１１に接触しないような深さまで電極３０を浸漬させることで、溶鋼１１への不純物の混入を防止することが可能となる。   However, the immersion depth of the electrode 30 in the slag layer 13 is preferably such a depth that the molten steel 11 is not contacted. In particular, when a carbon electrode is used as the electrode 30, if the electrode 30 comes into contact with the molten steel 11, the carbon electrode may be melted by the heat of the molten steel 11. When the carbon electrode is melted, the melted carbon may be mixed in the molten steel 11 and the carbon content of the molten steel 11 may be changed. Further, even when an electrode made of another material is used, if the electrode comes into contact with the molten steel 11, the electrode may be melted. Therefore, by immersing the electrode 30 to a depth such that it does not come into contact with the molten steel 11, it becomes possible to prevent impurities from mixing into the molten steel 11.

スラグ層１３中に浸漬された電極３０に対し、図２Ａに示したように電源を設置して、電極３０に所定の電力を投入することで、電極３０の先端部と溶鋼１１との間でアークプラズマが発生し、更に、溶鋼１１を介して、発生したアークプラズマ間が通電される。かかるアークプラズマ及び通電によって発生する熱により、スラグが加熱及び溶融され、溶鋼１１とスラグ層１３との間で各種の精錬反応が進行するようになる。   As shown in FIG. 2A, a power source is installed for the electrode 30 immersed in the slag layer 13 and a predetermined electric power is applied to the electrode 30, so that the tip portion of the electrode 30 and the molten steel 11 are separated from each other. Arc plasma is generated, and the generated arc plasma is energized via the molten steel 11. The arc plasma and the heat generated by energization heat and melt the slag, and various refining reactions proceed between the molten steel 11 and the slag layer 13.

また、上記のような通電とともに、取鍋の底部に設けられたポーラスプラグ２０からアルゴン等の不活性ガスを、以下で詳述するような流量で吐出させることで、溶鋼１１中に流れが生じ、かかる溶鋼の流動に乗って、溶融したスラグが溶鋼表面を移動する。これにより、溶鋼表面におけるガス気泡の破泡を防止しながら未溶融状態のスラグの溶融を促進することができ、また、溶融したスラグが溶鋼１１の表面の全体を覆うようになる。その結果、取鍋１０内の雰囲気中に存在する窒素ガスと、溶鋼１１と、の接触を遮断することができる。その結果、溶鋼１１における吸窒反応の反応速度を、より確実に低減することができる。   In addition, when an inert gas such as argon is discharged from the porous plug 20 provided at the bottom of the ladle at a flow rate as described in detail below with the energization as described above, a flow is generated in the molten steel 11. The molten slag moves on the surface of the molten steel along with the flow of the molten steel. As a result, the melting of the slag in an unmelted state can be promoted while preventing the gas bubbles from breaking on the surface of the molten steel, and the molten slag covers the entire surface of the molten steel 11. As a result, the contact between the nitrogen gas existing in the atmosphere inside the ladle 10 and the molten steel 11 can be blocked. As a result, the reaction rate of the nitrogen absorption reaction in the molten steel 11 can be reduced more reliably.

なお、上記のように、電極３０と溶鋼１１との間に発生するアークプラズマを用いて、スラグの加熱及び溶融が実現されることから、電極３０は、電極３０の先端部で発生したアークプラズマが溶鋼１１に到達可能な深さまで、スラグ層１３中に浸漬されることが好ましい。   As described above, since the slag is heated and melted by using the arc plasma generated between the electrode 30 and the molten steel 11, the electrode 30 is the arc plasma generated at the tip of the electrode 30. Is preferably immersed in the slag layer 13 to a depth that allows the molten steel 11 to reach the molten steel 11.

＜取鍋精錬方法の詳細について＞
次に、図２Ａ〜図８を参照しながら、本実施形態に係る取鍋精錬方法について、詳細に説明する。 <Details of ladle refining method>
Next, the ladle refining method according to the present embodiment will be described in detail with reference to FIGS. 2A to 8.

本実施形態に係る取鍋精錬方法では、図２Ａ及び図２Ｂに示したように、取鍋１０内に存在するスラグ層１３に対して、２本又は３本の電極３０が浸漬される。なお、以下では、スラグ層１３に対して、３本の電極３０Ａ，３０Ｂ，３０Ｃが浸漬される場合を例に挙げて、説明を行うものとする。   In the ladle refining method according to the present embodiment, as shown in FIGS. 2A and 2B, two or three electrodes 30 are immersed in the slag layer 13 existing in the ladle 10. In the following description, the case where the three electrodes 30A, 30B, 30C are immersed in the slag layer 13 will be described as an example.

［取鍋内径と電極外接円の直径との比率］
本実施形態に係る取鍋精錬方法では、例えば図２Ｂに模式的に示したように、２本又は３本の電極３０の浸漬位置に基づき規定される電極外接円３５に着目する。この電極外接円３５は、溶鋼１１の表面（ｚ＝Ｈの面）を取鍋１０の上方（ｚ軸方向正方向側）から見たときに、溶鋼１１の表面での２本もしくは３本の電極３０の位置、又は、かかる２本もしくは３本の電極３０の溶鋼１１の表面への投影位置に外接し、かつ、直径が最小となる円である。 [Ratio of ladle inner diameter to electrode circumscribed circle diameter]
In the ladle refining method according to the present embodiment, attention is paid to an electrode circumscribing circle 35 defined based on the immersion positions of two or three electrodes 30, as schematically shown in FIG. 2B. The electrode circumscribing circle 35 has two or three surfaces on the surface of the molten steel 11 when the surface of the molten steel 11 (the surface of z = H) is viewed from above the ladle 10 (the positive side in the z-axis direction). A circle that circumscribes the position of the electrode 30 or the projected position of the two or three electrodes 30 on the surface of the molten steel 11 and has the smallest diameter.

本実施形態に係る取鍋精錬方法において、溶鋼１１の表面における電極外接円３５の中心は、取鍋底部での取鍋の半径をＲ［ｍ］としたときに、溶鋼１１の表面における取鍋１０の中心位置（図２Ｂにおける点Ａ）から０．１×Ｒまでの領域内に位置することが好ましく、通常は、この要件に基づいて電極と取鍋の位置関係が設定されている。電極外接円３５の中心が上記の領域内に位置することで、取鍋１０内に存在するスラグ層１３を、伝熱の偏りが生じることを抑制しながら、より均等に加熱することが可能となる。   In the ladle refining method according to the present embodiment, the center of the electrode circumscribing circle 35 on the surface of the molten steel 11 is the ladle on the surface of the molten steel 11 when the radius of the ladle at the bottom of the ladle is R [m]. It is preferable to be located within the region from the center position of 10 (point A in FIG. 2B) to 0.1 × R. Usually, the positional relationship between the electrode and the ladle is set based on this requirement. Since the center of the electrode circumscribing circle 35 is located in the above-mentioned region, it is possible to heat the slag layer 13 existing in the ladle 10 more uniformly while suppressing the uneven distribution of heat transfer. Become.

また、電極外接円３５内における各電極３０Ａ，３０Ｂ，３０Ｃの位置については、特に限定されるものではないが、電極外接円３５の中心に対して、なるべく均等に配置されていることが好ましい。   The positions of the electrodes 30A, 30B, 30C in the electrode circumscribing circle 35 are not particularly limited, but it is preferable that they are arranged as evenly as possible with respect to the center of the electrode circumscribing circle 35.

ここで、取鍋中のスラグは、取鍋の内壁面に近づくほど温度が低下して未溶融のスラグが残存しやすくなる。そのため、本発明者らは、先だって言及したような知見に基づき、効率良くスラグを加熱及び溶融させるためには、通電加熱によりスラグの溶融を促進させるとともに、電極からの輻射熱により取鍋壁面を加熱することで、溶鋼表面を全面にわたって加熱することが重要であるとの知見を得るに至った。電極によりスラグが加熱される領域である電極加熱領域にて効率良くスラグを加熱溶融させつつ、電極からの輻射熱を取鍋壁面に伝達させるためには、取鍋の内径と、電極の浸漬位置と、の関係を適切に設定することが重要である。そこで、本発明者らは、電極外接円３５の最小直径Ｄと、溶鋼１１の表面（ｚ＝Ｈの位置）における取鍋１０の内径Ｄｓと、が満たすべき関係について、通常用いられる取鍋の内径の範囲内の様々な内径Ｄｓ（Ｄｓ：２．５〜４．７ｍ）を有する取鍋１０に着目した。その上で、溶鋼単位量あたりの電極３０への投入電力及び通電時間を、一般的な取鍋精錬工程を考慮して、それぞれ、０．５〜２．０ｋＷ／ｔ、３〜６０分とした上で、鋭意検討を行った。その結果、取鍋内径Ｄｓに対する電極外接円Ｄの直径の比（Ｄｓ／Ｄ）が、以下の式（１０１）を満足する場合に、電極によりスラグが加熱される領域である電極加熱領域にて効率良くスラグを加熱溶融させつつ、電極からの輻射熱を取鍋壁面に伝達させることが可能となるとの知見を得るに至った。   Here, the temperature of the slag in the ladle decreases as it approaches the inner wall surface of the ladle, and unmelted slag is likely to remain. Therefore, the inventors of the present invention, based on the above-mentioned findings, efficiently heat and melt the slag by promoting the melting of the slag by electric heating and heating the ladle wall surface by radiant heat from the electrodes. By doing so, we have come to the knowledge that it is important to heat the entire surface of the molten steel. In order to efficiently transfer the radiant heat from the electrode to the wall surface of the ladle while efficiently heating and melting the slag in the electrode heating area where the slag is heated by the electrode, the inner diameter of the ladle and the dipping position of the electrode It is important to properly set the relationship between and. Therefore, the present inventors have found that the minimum diameter D of the electrode circumscribing circle 35 and the inner diameter Ds of the ladle 10 on the surface of the molten steel 11 (at the position of z = H) should satisfy the requirements of a commonly used ladle. Attention was paid to the ladle 10 having various inner diameters Ds (Ds: 2.5 to 4.7 m) within the inner diameter range. Then, the power input to the electrode 30 and the energization time per unit amount of molten steel were set to 0.5 to 2.0 kW / t and 3 to 60 minutes, respectively, in consideration of a general ladle refining process. Above, the earnest examination was performed. As a result, when the ratio (Ds / D) of the diameter of the electrode circumscribing circle D to the ladle inner diameter Ds satisfies the following formula (101), the slag is heated by the electrode in the electrode heating region. We have come to the knowledge that it is possible to efficiently transfer the radiant heat from the electrodes to the ladle wall surface while efficiently heating and melting the slag.

１．８ ≦ Ｄｓ／Ｄ ≦３．５ ・・・式（１０１）     1.8 ≤ Ds / D ≤ 3.5 ... Equation (101)

スラグ層１３に浸漬された電極３０Ａ，３０Ｂ，３０Ｃに電力が投入されると、図３Ａに模式的に示したように、電極外接円３５の内側の領域が電極加熱領域Ｒ１となる。比率（Ｄｓ／Ｄ）が、上記式（１０１）を満足することで、かかる電極加熱領域Ｒ１の大きさが、取鍋１０の内径Ｄｓに対して適切な大きさとなり、電極加熱領域Ｒ１の内側に存在するスラグが効率良く加熱溶融される。加えて、各電極３０Ａ，３０Ｂ，３０Ｃからの輻射熱が、取鍋１０の内壁まで確実に伝播して、取鍋１０の内壁近傍の領域（図３Ａにおける領域Ｒ２）のスラグを加熱して、未溶融のスラグ（スラグ塊）の残存を抑制することが可能となる。その結果、溶鋼とスラグとの間で精錬反応がより一層生じやすくなり、各種精錬反応速度を向上させることが可能となる。   When power is applied to the electrodes 30A, 30B, 30C immersed in the slag layer 13, the region inside the electrode circumscribing circle 35 becomes the electrode heating region R1, as schematically shown in FIG. 3A. When the ratio (Ds / D) satisfies the above formula (101), the size of the electrode heating region R1 becomes an appropriate size with respect to the inner diameter Ds of the ladle 10 and the inside of the electrode heating region R1. The slag existing in is efficiently melted by heating. In addition, the radiant heat from each of the electrodes 30A, 30B, 30C surely propagates to the inner wall of the ladle 10 and heats the slag in the region near the inner wall of the ladle 10 (region R2 in FIG. 3A). It becomes possible to suppress the residual molten slag (lump of slag). As a result, the refining reaction is more likely to occur between the molten steel and the slag, and various refining reaction rates can be improved.

また、ポーラスプラグ２０からの不活性ガスの吐出により、例えば図３Ａに模式的に示したように、溶鋼流ＦＬが生じ、溶融したスラグが、かかる溶鋼流ＦＬに乗って溶鋼１１の表面を流動する。上記のような比率（Ｄｓ／Ｄ）の適正化に伴うスラグの溶融促進効果と、溶融スラグの流動と、が相乗的に機能し、例えば図３Ｂに模式的に示したように、溶鋼１１の表面は、溶融スラグ１５によって被覆されるようになる。   Further, by discharging the inert gas from the porous plug 20, for example, as schematically shown in FIG. 3A, the molten steel flow FL is generated, and the molten slag rides on the molten steel flow FL and flows on the surface of the molten steel 11. To do. The melting promotion effect of slag accompanying the optimization of the ratio (Ds / D) as described above and the flow of molten slag function synergistically, and for example, as schematically shown in FIG. The surface becomes covered with the molten slag 15.

ここで、比率（Ｄｓ／Ｄ）が、３．５を超える場合には、図４に模式的に示したように、溶鋼表面（ｚ＝Ｈの位置）における取鍋１０の内径Ｄｓに対して、電極外接円３５の直径Ｄが相対的に小さくなりすぎる。その結果、電極加熱領域Ｒ１の範囲が狭くなり、かかる電極加熱領域Ｒ１内に存在するスラグの割合が減少してしまう。その結果、通電加熱により加熱されるスラグの量が減少し、スラグ全体を適切に加熱することができない。また、電極３０と取鍋の内壁面との間の距離が大きくなるため、電極からの輻射熱が取鍋の内壁面まで伝播しにくくなり、取鍋の内壁面近傍の領域Ｒ３のスラグの温度が低下して、未溶融のスラグ（スラグ塊）が発生してしまう。   Here, when the ratio (Ds / D) exceeds 3.5, as schematically shown in FIG. 4, with respect to the inner diameter Ds of the ladle 10 on the molten steel surface (position of z = H). The diameter D of the electrode circumscribing circle 35 becomes relatively too small. As a result, the range of the electrode heating region R1 becomes narrow, and the ratio of slag existing in the electrode heating region R1 decreases. As a result, the amount of slag heated by the electric heating is reduced, and the entire slag cannot be properly heated. In addition, since the distance between the electrode 30 and the inner wall surface of the ladle becomes large, it becomes difficult for the radiant heat from the electrode to propagate to the inner wall surface of the ladle, and the temperature of the slag in the region R3 near the inner wall surface of the ladle is increased. It lowers and unmelted slag (slag mass) is generated.

また、比率（Ｄｓ／Ｄ）が、１．８未満となる場合には、図５に模式的に示したように、溶鋼表面（ｚ＝Ｈの位置）における取鍋１０の内径Ｄｓに対して、電極外接円３５の直径Ｄが相対的に大きくなりすぎる。その結果、電極加熱領域Ｒ１の範囲が広くなり、電極３０間でのスラグの加熱に関して温度偏差が顕著となって、図５に模式的に示したように、電極と電極との間の領域（図５に模式的に示した領域Ｒ４）で、未溶融のスラグ（スラグ塊）が残存してしまう場合がある。   Further, when the ratio (Ds / D) is less than 1.8, as schematically shown in FIG. 5, with respect to the inner diameter Ds of the ladle 10 on the molten steel surface (the position of z = H). The diameter D of the electrode circumscribing circle 35 becomes relatively large. As a result, the range of the electrode heating region R1 becomes wider, and the temperature deviation becomes noticeable with respect to the heating of the slag between the electrodes 30, and as shown schematically in FIG. 5, the region between the electrodes ( In the region R4) schematically shown in FIG. 5, unmelted slag (lump of slag) may remain.

なお、スラグが低温となった部分、及び、未溶融のスラグが残存した部分は、溶融状態のスラグと比較して黒色が強いため、目視により、かかる部分が存在しているか否かを、容易に判断することができる。   In addition, the portion where the slag has become low temperature and the portion where the unmelted slag remains have a stronger black color than the molten slag, so it is easy to visually check whether such a portion is present or not. Can be judged.

電極加熱領域における効率の良いスラグの加熱、及び、取鍋内壁面近傍の領域における未溶融スラグの発生の抑制を、より確実に実現するために、上記比率（Ｄｓ／Ｄ）は、２．０以上であることが好ましく、２．１以上であることがより好ましい。また、電極加熱領域における効率の良いスラグの加熱、及び、取鍋内壁面近傍の領域における未溶融スラグの発生の抑制を、より確実に実現するために、上記比率（Ｄｓ／Ｄ）は、３．２以下であることが好ましく、３．０以下であることがより好ましい。   In order to more reliably realize efficient heating of slag in the electrode heating region and suppression of generation of unmelted slag in the region near the inner wall surface of the ladle, the ratio (Ds / D) is 2.0. It is preferably not less than 2.1, more preferably not less than 2.1. Further, in order to more reliably realize efficient heating of slag in the electrode heating region and suppression of generation of unmelted slag in the region near the inner wall surface of the ladle, the ratio (Ds / D) is set to 3 It is preferably 0.2 or less, and more preferably 3.0 or less.

ここで、溶鋼１１の表面における取鍋内径は、溶鋼１１及びスラグ層１３を取鍋１０の内部に出鋼して静置した後において、取鍋１０の内径を実際に計測することで、特定することができる。また、電極外接円３５の直径は、電極３０の幾何学的な配置状態から特定することが可能である。   Here, the ladle inner diameter on the surface of the molten steel 11 is specified by actually measuring the inner diameter of the ladle 10 after the molten steel 11 and the slag layer 13 are tapped inside the ladle 10 and allowed to stand. can do. The diameter of the electrode circumscribing circle 35 can be specified from the geometrical arrangement of the electrodes 30.

［ポーラスプラグ２０の中心軸の位置］
本実施形態に係る取鍋精錬方法において、溶鋼１１の表面（ｚ＝Ｈの位置）におけるポーラスプラグ２０の中心軸は、電極外接円３５上、又は、電極外接円３５の内側（換言すれば、電極加熱領域内）を通る必要がある。かかる条件が満たされることで、溶鋼１１の表面におけるポーラスプラグ２０の中心軸の位置と、電極外接円３５の中心と、の間の距離は、電極外接円３５の半径以下の値となる。 [Position of central axis of porous plug 20]
In the ladle refining method according to the present embodiment, the central axis of the porous plug 20 on the surface of the molten steel 11 (the position of z = H) is on the electrode circumscribing circle 35 or inside the electrode circumscribing circle 35 (in other words, It is necessary to pass through (in the electrode heating area). By satisfying such conditions, the distance between the position of the central axis of the porous plug 20 on the surface of the molten steel 11 and the center of the electrode circumscribing circle 35 becomes a value equal to or smaller than the radius of the electrode circumscribing circle 35.

溶鋼１１の表面において、ポーラスプラグ２０の中心軸が電極外接円３５の外側にのみ位置する場合、図６に模式的に示したように、溶融スラグ１５の搬送される方向が特定の方向に限定されてしまい、溶融スラグ１５が溶鋼１１の表面を被覆しない領域が生じてしまう。その結果、図６に模式的に示したように、溶鋼１１が露出した面が生じてしまい、溶鋼１１と雰囲気中の窒素とが接触してしまう。   When the central axis of the porous plug 20 is located only on the outer side of the electrode circumscribing circle 35 on the surface of the molten steel 11, the direction in which the molten slag 15 is conveyed is limited to a specific direction, as schematically shown in FIG. As a result, a region where the molten slag 15 does not cover the surface of the molten steel 11 is generated. As a result, as schematically shown in FIG. 6, a surface where the molten steel 11 is exposed is generated, and the molten steel 11 and nitrogen in the atmosphere come into contact with each other.

なお、電極外接円３５の内部におけるポーラスプラグ２０の中心軸の位置は、特に限定されるものではなく、図２Ｂ〜図３Ｂに模式的に示したように、電極外接円３５の中心又はその近傍に位置していてもよいし、電極外接円３５の周に近い側に位置していてもよい。ポーラスプラグ２０の中心軸の位置が、電極外接円３５の中心又はその近傍である場合、より効率良く吸窒反応を防止することが可能となる、一方、ポーラスプラグ２０の中心軸の位置が、電極外接円３５の周に近い側にある場合、溶鋼１１をより効率良く攪拌することが可能となる。   The position of the central axis of the porous plug 20 inside the electrode circumscribing circle 35 is not particularly limited, and as shown schematically in FIGS. 2B to 3B, the center of the electrode circumscribing circle 35 or the vicinity thereof. May be located at, or may be located on the side close to the circumference of the electrode circumscribing circle 35. When the position of the central axis of the porous plug 20 is at or near the center of the electrode circumscribing circle 35, it is possible to prevent the nitrifying reaction more efficiently, while the position of the central axis of the porous plug 20 is When it is on the side close to the circumference of the electrode circumscribing circle 35, it becomes possible to stir the molten steel 11 more efficiently.

ここで、溶鋼１１の表面におけるポーラスプラグ２０の中心軸の位置は、取鍋１０の底面におけるポーラスプラグ２０の設置位置及び設置角度と、溶鋼１１の高さＨと、から、幾何学的に特定することが可能である。   Here, the position of the central axis of the porous plug 20 on the surface of the molten steel 11 is geometrically specified from the installation position and the installation angle of the porous plug 20 on the bottom surface of the ladle 10 and the height H of the molten steel 11. It is possible to

［攪拌用ガスの流量］
本実施形態に係る取鍋精錬方法において、ポーラスプラグ２０から吐出される、攪拌用ガスの一例としての不活性ガスの流量Ｑを、溶鋼１トンあたりの毎分のノルマルリットル［ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ］を単位として表記したときに、かかる流量Ｑは、０．３ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以上４．５ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以下である必要がある。不活性ガスの流量Ｑが上記の範囲内となることで、溶鋼１１の表面（ｚ＝Ｈの位置）において、ガス気泡の破泡が生じさせずに、適切な溶鋼１１の流れを取鍋１０の全体にわたって生じさせることが可能となる。その結果、溶鋼１１の表面の全体を、通電加熱により生じた溶融スラグで被覆することが可能となり、溶鋼１１と雰囲気中の窒素ガスとの接触をより確実に抑制することが可能となる。これにより、溶鋼１１における吸窒反応の発生を、より確実に抑制することができる。 [Flow rate of stirring gas]
In the ladle refining method according to the present embodiment, the flow rate Q of the inert gas discharged from the porous plug 20 as an example of the stirring gas is set to a normal liter per minute of molten steel [NL / min / t. ] As a unit, the flow rate Q needs to be 0.3 NL / min / t or more and 4.5 NL / min / t or less. By setting the flow rate Q of the inert gas within the above range, an appropriate flow of the molten steel 11 is not generated on the surface of the molten steel 11 (at the position of z = H) without causing gas bubble breakage. Can be generated over the entire As a result, the entire surface of the molten steel 11 can be covered with the molten slag generated by the electric heating, and the contact between the molten steel 11 and the nitrogen gas in the atmosphere can be more reliably suppressed. Thereby, the occurrence of the nitrification reaction in the molten steel 11 can be suppressed more reliably.

不活性ガスの流量Ｑが０．３ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ未満である場合には、図７に模式的に示したように、溶鋼１１内へと吐出される不活性ガスの流量が少なすぎて、溶融スラグを搬送する流動を形成することができない。その結果、溶鋼１１と雰囲気中の窒素ガスとが接触しうる部分が残存して、溶鋼１１の吸窒反応が進行してしまう。不活性ガスの流量Ｑは、１．０ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以上であることが好ましく、１．４ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以上であることがより好ましい。   When the flow rate Q of the inert gas is less than 0.3 NL / min / t, the flow rate of the inert gas discharged into the molten steel 11 is too small, as schematically shown in FIG. It is not possible to form a flow that carries the molten slag. As a result, a portion where the molten steel 11 and nitrogen gas in the atmosphere may come into contact with each other remains, and the nitrification reaction of the molten steel 11 proceeds. The flow rate Q of the inert gas is preferably 1.0 NL / min / t or more, and more preferably 1.4 NL / min / t or more.

一方、不活性ガスの流量Ｑが４．５ＮＬ／ｍｉｎ／ｔを超える場合には、図８に模式的に示したように、不活性ガスの気泡が溶鋼１１の表面で破泡して、溶鋼１１が雰囲気に露出する結果、雰囲気中の窒素ガスが溶鋼１１に巻き込まれてしまう。これにより、溶鋼１１における吸窒反応の発生を抑制することができない。不活性ガスの流量Ｑは、３．０ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以下であることが好ましく、２．５ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以下であることがより好ましい。   On the other hand, when the flow rate Q of the inert gas exceeds 4.5 NL / min / t, the bubbles of the inert gas are ruptured on the surface of the molten steel 11 as schematically shown in FIG. As a result of exposing 11 to the atmosphere, the nitrogen gas in the atmosphere is caught in the molten steel 11. As a result, it is not possible to suppress the occurrence of the nitrification reaction in the molten steel 11. The flow rate Q of the inert gas is preferably 3.0 NL / min / t or less, more preferably 2.5 NL / min / t or less.

なお、溶鋼１１の高さ（図１における高さＨ）と、溶鋼１１の表面における不活性ガスの気泡の大きさ（面積）及び破泡時の衝撃力の大きさとの間には、所定の関係が成立する。すなわち、溶鋼１１の高さＨが高くなるほど、溶鋼１１の表面における不活性ガスの気泡の大きさは大きくなるが、破泡時の衝撃力は相対的に小さくなり、溶鋼１１の高さＨが低くなるほど、溶鋼１１の表面における不活性ガスの気泡の大きさは小さくなるが、破泡時の衝撃力は相対的に大きくなる。しかしながら、不活性ガスの流量Ｑを０．３ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以上４．５ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ以下の範囲内とすることで、一般的な操業における溶鋼１１の高さＨにおいて、溶鋼１１が雰囲気と接触するほどの破泡を生じさせることなく、適切な溶鋼１１の流れを生じさせることができる。   In addition, between the height of the molten steel 11 (height H in FIG. 1) and the size (area) of the bubbles of the inert gas on the surface of the molten steel 11 and the magnitude of the impact force at the time of bubble breakage, The relationship is established. That is, as the height H of the molten steel 11 increases, the size of the bubbles of the inert gas on the surface of the molten steel 11 increases, but the impact force at the time of breaking bubbles relatively decreases, and the height H of the molten steel 11 increases. As it becomes lower, the size of the bubble of the inert gas on the surface of the molten steel 11 becomes smaller, but the impact force at the time of breaking the bubble becomes relatively large. However, by setting the flow rate Q of the inert gas within the range of 0.3 NL / min / t or more and 4.5 NL / min / t or less, at the height H of the molten steel 11 in the general operation, the molten steel 11 becomes an atmosphere. It is possible to generate an appropriate flow of the molten steel 11 without causing the bubbles to be in contact with the molten steel 11.

ここで、不活性ガスの流量Ｑは、ポーラスプラグ２０に対して不活性ガスを供給する配管に設置されたバルブ等といった各種の弁体の開閉等を制御することで、所望の値に制御することが可能である。   Here, the flow rate Q of the inert gas is controlled to a desired value by controlling the opening and closing of various valve elements such as a valve installed in a pipe that supplies the inert gas to the porous plug 20. It is possible.

また、不活性ガスの吹き込み時間（溶鋼１１の攪拌時間と捉えることもできる。）は、特に限定するものではないが、例えば、２分以上６０分以下とすることが好ましい。不活性ガスの吹き込み時間を上記の範囲内とすることで、溶鋼１１の表面全体を、溶融スラグによってより確実に被覆することが可能となる。   In addition, the blowing time of the inert gas (which can be regarded as the stirring time of the molten steel 11) is not particularly limited, but is preferably 2 minutes or more and 60 minutes or less, for example. By setting the blowing time of the inert gas within the above range, it becomes possible to more surely cover the entire surface of the molten steel 11 with the molten slag.

［スラグ層１３の厚み］
本実施形態に係る取鍋精錬方法において、図１に模式的に示したスラグ層１３の厚みｄは、１００ｍｍ以上であることが好ましい。ここで、スラグ層１３の厚みｄは、溶鋼１１及びスラグ層１３を取鍋１０の内部に出鋼して静置し、必要に応じてフラックスを添加した後、通電及び不活性ガスの吹き込み前におけるスラグ層１３の厚みとする。 [Thickness of slag layer 13]
In the ladle refining method according to this embodiment, the thickness d of the slag layer 13 schematically shown in FIG. 1 is preferably 100 mm or more. Here, the thickness d of the slag layer 13 is such that the molten steel 11 and the slag layer 13 are tapped inside the ladle 10 and allowed to stand still, and flux is added if necessary, before energization and blowing of an inert gas. The thickness of the slag layer 13 in FIG.

スラグ層１３の厚みｄを１００ｍｍ以上とすることで、溶鋼１１の雰囲気への露出をより確実に抑制することができ、溶鋼１１における吸窒反応の発生をより確実に防止することができる。スラグ層１３の厚みｄの上限値については、特に規定するものではない。ただし、スラグフォーミングの抑制等といった操業の容易さの確保という観点から、スラグ層１３の厚みｄは、２５０ｍｍ以下とすることが好ましい。   By setting the thickness d of the slag layer 13 to 100 mm or more, the exposure of the molten steel 11 to the atmosphere can be more reliably suppressed, and the occurrence of a nitrifying reaction in the molten steel 11 can be more reliably prevented. The upper limit of the thickness d of the slag layer 13 is not particularly specified. However, the thickness d of the slag layer 13 is preferably 250 mm or less from the viewpoint of ensuring the ease of operation such as suppressing slag foaming.

以上説明したように、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法によれば、電極の直下で加熱されて溶融したスラグは、再凝固が抑制されるとともに、底吹き攪拌による溶鋼表面流動によって、溶鋼表面の全面を被覆し、溶鋼と蓋内に混入した大気中の窒素ガスとの反応を遮断する。これにより、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法では、吸窒反応の速度を低減することができ、通電加熱を伴う取鍋精錬において、吸窒反応の発生をより確実に抑制することが可能となる。   As described above, according to the ladle refining method for molten steel according to the present embodiment, the slag heated and melted immediately below the electrode is suppressed re-solidification, by molten steel surface flow by bottom blowing stirring, The entire surface of the molten steel is covered to block the reaction between the molten steel and nitrogen gas in the atmosphere mixed in the lid. Thus, in the molten steel ladle refining method according to the present embodiment, it is possible to reduce the speed of the nitrogen absorption reaction, in the ladle refining accompanied by electrical heating, it is possible to more reliably suppress the occurrence of the nitrogen absorption reaction. It will be possible.

以上、本実施形態に係る溶鋼の取鍋精錬方法について、詳細に説明した。   The method for refining molten steel ladle according to the present embodiment has been described above in detail.

以下では、本発明例及び比較例を示しながら、本発明に係る溶鋼の取鍋精錬方法について、具体的に説明する。なお、以下に示す本発明例は、本発明に係る溶鋼の取鍋精錬方法のあくまでも一例にすぎず、本発明に係る溶鋼の取鍋精錬方法が下記に示す例に限定されるものではない。   Below, the present invention example and a comparative example are shown, and the ladle refining method for molten steel according to the present invention is specifically described. The following examples of the present invention are merely examples of the molten steel ladle refining method according to the present invention, and the molten steel ladle refining method according to the present invention is not limited to the following examples.

まず、転炉で脱炭処理を行った８０〜９０ｔの溶鋼を、取鍋内に出鋼した。このとき、ＣａＯ、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＦｅＯなどからなる転炉スラグが、約５００ｋｇ流出した。出鋼中に、脱酸元素であるＡｌ等の合金と、ＣａＯを主体とする造滓剤（フラックス）とを、スラグ厚みｄが５０〜２５０ｍｍになるように添加した。なお、溶鋼表面の位置における取鍋内径（ＤＳ）は、２．８ｍであった。 First, 80 to 90 ton of molten steel that was decarburized in a converter was tapped into a ladle. At this time, about 500 kg of converter slag composed of CaO, SiO 2 , Al 2 O 3 , FeO, etc. flowed out. An alloy such as Al, which is a deoxidizing element, and a slag forming agent (flux) containing CaO as a main component were added during tapping so that the slag thickness d was 50 to 250 mm. Incidentally, the ladle inner diameter at the location of the molten steel surface (D S) was 2.8 m.

取鍋を、通電加熱処理を行う処理位置に移送した。通電加熱開始時における溶鋼中のＡｌ濃度は、０．０３〜０．１０質量％であり、Ｓ濃度は、０．００２０〜０．００５０質量％であり、Ｎ濃度は、０．００２０〜０．００２４質量％であった。   The ladle was transferred to a treatment position where the electric heating treatment was performed. The Al concentration in the molten steel at the start of electric heating is 0.03 to 0.10 mass%, the S concentration is 0.0020 to 0.0050 mass%, and the N concentration is 0.0020 to 0. It was 0024 mass%.

取鍋を通電加熱処理を行う処理位置へと移送した後、取鍋に容器蓋を取り付け、直径が３２０ｍｍである通電用の電極３本を、図２Ｂに模式的に示したような位置関係となるように、溶鋼表面上のスラグ層中に下降した。取鍋底部のポーラスプラグから不活性ガス（Ａｒ）を導入して攪拌しながら、通電による加熱処理を開始した。ここで、溶鋼の高さ（浴深）Ｈは、約２．０ｍであった。ここで、かかる加熱処理に際して、溶鋼単位量あたりの投入電力は、１．０〜１．１ｋＷ／ｔとし、通電時間及びガス攪拌時間は、２０分間とした。また、比較として、別途、通電を行わなかった場合についても実施した。   After transferring the ladle to the processing position where the electric heating process is performed, the container lid is attached to the ladle, and the three electrodes for electric current having a diameter of 320 mm are placed in a positional relationship as schematically shown in FIG. 2B. So that it fell into the slag layer on the surface of the molten steel. Inert gas (Ar) was introduced from the porous plug at the bottom of the ladle, and the heat treatment by energization was started while stirring. Here, the height (bath depth) H of the molten steel was about 2.0 m. Here, in the heat treatment, the input power per molten steel unit amount was 1.0 to 1.1 kW / t, and the energization time and the gas stirring time were 20 minutes. In addition, as a comparison, it was also carried out separately when no electricity was supplied.

なお、本実施例において、取鍋底部での取鍋の半径Ｒ［ｍ］は、１．２であり、溶鋼１１の表面における電極外接円２５の中心は、溶鋼１１の表面における取鍋１０の中心位置（図２Ｂにおける点Ａ）から０〜０．１×Ｒ［ｍ］の領域内に位置している。   In this embodiment, the radius R [m] of the ladle at the bottom of the ladle is 1.2, and the center of the electrode circumscribing circle 25 on the surface of the molten steel 11 is the lathe 10 on the surface of the molten steel 11. It is located within a region of 0 to 0.1 × R [m] from the center position (point A in FIG. 2B).

通電前後でサンプル採取を行い、通電攪拌後のＮ濃度を評価した。かかる評価では、以下に示すＮｏ．１１の比較例における通電前後での窒素濃度（質量％）の増分（吸窒量）を１．０として、その他の条件を指数化した。指数の評価基準は、以下の通りである。
Ａ：指数０．７２未満
Ｂ：指数０．７２以上０．９４未満（Ａ評価よりＮ濃度は高いが実用可能な範囲）
Ｃ：指数０．９４以上 Samples were collected before and after the energization, and the N concentration after the stirring by energization was evaluated. In this evaluation, the following No. The other conditions were indexed by setting the increment (nitrogen absorption amount) of the nitrogen concentration (mass%) before and after energization in No. 11 of Comparative Example to 1.0. The index evaluation criteria are as follows.
A: Index less than 0.72 B: Index 0.72 or more and less than 0.94 (N concentration is higher than A evaluation but practical range)
C: Index 0.94 or more

得られた結果を、以下の表１に示した。なお、表中の下線を引いたパラメータは、本発明の範囲から外れていることを示している。   The results obtained are shown in Table 1 below. The underlined parameters in the table indicate that they are outside the scope of the present invention.

Figure 2020066786
Figure 2020066786

表１に示したように、試験条件が本発明の範囲内であるＮｏ．１〜Ｎｏ．４の吸窒量評価は、「Ｂ」であった。特に、スラグ層の厚みｄが１００ｍｍ以上である試験Ｎｏ．５、Ｎｏ．６、ＤＳ／Ｄが２．０〜３．２の範囲内であるＮｏ．７、Ｎｏ．８、及び、攪拌用ガス流量が１．０〜３．０ＮＬ／ｍｉｎ／ｔの範囲内であるＮｏ．９、Ｎｏ．１０の吸窒量評価は、「Ａ」となり、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．４の場合よりも吸窒量は低くなった。 As shown in Table 1, the test conditions of No. 1-No. The nitrogen absorption evaluation of No. 4 was "B". In particular, the test No. in which the thickness d of the slag layer was 100 mm or more. 5, No. 6, D S / D is in the range of 2.0 to 3.2 No. 7, No. 8 and No. 8 whose stirring gas flow rate is in the range of 1.0 to 3.0 NL / min / t. 9, No. The nitrogen absorption amount evaluation of No. 10 was “A”, and No. 10 1-No. The amount of nitrogen absorption was lower than in the case of 4.

一方、試験条件が本発明の範囲から外れたＮｏ．１１〜Ｎｏ．１６の吸窒量評価は、「Ｃ」であった。以下は、Ｎｏ．１１〜Ｎｏ．１６のそれぞれの条件において、吸窒量が高かった理由である。   On the other hand, when the test conditions were outside the scope of the present invention, No. 11-No. The nitrogen absorption amount evaluation of 16 was "C". The following is No. 11-No. This is the reason why the nitrogen absorption amount was high under each of the 16 conditions.

Ｎｏ．１１の比較例は、ＤＳ／Ｄが小さく、通電加熱される領域（電極加熱領域Ｒ１）が大きいため、図５に模式的に示したように、電極間でのスラグ加熱に温度偏差が顕著となり、スラグに未溶融部が発生して、スラグ塊が残存した。 No. In the comparative example of 11, since D S / D is small and the region to be electrically heated (electrode heating region R1) is large, a temperature deviation is remarkable in the slag heating between the electrodes as schematically shown in FIG. Then, an unmelted part was generated in the slag and the slag mass remained.

Ｎｏ．１２の比較例は、ＤＳ／Ｄが大きく、通電加熱される領域（電極加熱領域Ｒ１）が小さいため、図４に模式的に示したように、かかる電極加熱領域Ｒ１に存在するスラグの割合が減少し、加熱されるスラグ量が減少してしまい、取鍋壁面近傍まで溶融スラグが行き渡らなかった。 No. In Comparative Example No. 12, since D S / D is large and the region to be electrically heated (electrode heating region R1) is small, the ratio of slag present in the electrode heating region R1 is schematically shown in FIG. And the amount of heated slag decreased, and the molten slag did not reach near the ladle wall surface.

Ｎｏ．１３の比較例は、図６に模式的に示したように、ポーラスプラグが電極外接円の外に配置されたために、溶融スラグの搬送される方向が一方向に限定されてしまい、溶融スラグに被覆されない領域が生じてしまった。   No. In the comparative example of No. 13, since the porous plug was placed outside the electrode circumscribing circle as schematically shown in FIG. 6, the direction in which the molten slag was conveyed was limited to one direction. An uncoated area has formed.

Ｎｏ．１４の比較例は、攪拌ガス流量が低いために、図７に模式的に示したように、溶融スラグを搬送する流動を形成できず、溶鋼面上に存在するスラグ全体を溶融できなかった。   No. In Comparative Example No. 14, since the flow rate of the stirring gas was low, a flow for conveying the molten slag could not be formed, and the entire slag existing on the molten steel surface could not be melted, as schematically shown in FIG. 7.

Ｎｏ．１５の比較例は、攪拌ガス流量が大きいために、図８に模式的に示したように、攪拌ガス気泡が溶鋼表面で破泡して窒素が溶鋼に巻き込まれ、吸窒反応が抑制できなかった。   No. In the comparative example of No. 15, since the flow rate of the stirring gas was large, the stirring gas bubbles ruptured on the surface of the molten steel and nitrogen was entrained in the molten steel, as shown schematically in FIG. 8, and the nitrogen absorption reaction could not be suppressed. It was

Ｎｏ．１６の比較例は、通電加熱しなかったことで、スラグの溶融が進まず、スラグ塊が残存した。   No. In Comparative Example No. 16, the slag did not melt and the slag lump remained because it was not electrically heated.

なお、上記実施例は、取鍋内径Ｄｓが２．８ｍとなる取鍋を用いて検討した結果である。この知見に基づけば、取鍋内径Ｄｓが２．５〜３．０ｍとなる取鍋を用いる場合であっても、本実施例と同様の傾向が得られるものと考えられる。   In addition, the said Example is a result examined using the ladle whose ladle inner diameter Ds becomes 2.8 m. Based on this finding, it is considered that the same tendency as in the present embodiment can be obtained even when using a ladle having an inner diameter Ds of the ladle of 2.5 to 3.0 m.

また、取鍋内径Ｄｓが４．７ｍ（取鍋内径の拡大に伴い、溶鋼量は３５０トンに増加させて検討した。）においても、本実施例と同様の傾向が得られた。そのため、本発明は、少なくとも、取鍋内径Ｄｓが２．５〜４．７ｍの範囲では効果が得られるものと考えられる。   Further, also in the ladle inner diameter Ds of 4.7 m (the amount of molten steel was increased to 350 tons when the inner diameter of the ladle was increased and examined), the same tendency as in this example was obtained. Therefore, it is considered that the present invention is effective at least when the ladle inner diameter Ds is in the range of 2.5 to 4.7 m.

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。   The preferred embodiments of the present invention have been described above in detail with reference to the accompanying drawings, but the present invention is not limited to these examples. It is obvious that a person having ordinary knowledge in the technical field to which the present invention pertains can come up with various changes or modifications within the scope of the technical idea described in the claims. Of course, it is understood that these also belong to the technical scope of the present invention.

１０ 取鍋
１１ 溶鋼
１３ スラグ層
１５ 溶融スラグ
２０ ポーラスプラグ
３０ 電極
３５ 電極外接円
10 ladle
11 Molten Steel 13 Slag Layer 15 Molten Slag 20 Porous Plug 30 Electrode 35 Electrode Encircling Circle

Claims (2)

取鍋内の溶鋼表面にスラグ層を形成し、電極を前記スラグ層に浸漬させて通電する溶鋼の取鍋精錬方法において、
前記スラグ層に浸漬される前記電極は、２本又は３本であり、
前記取鍋の底面には、前記取鍋内に保持された前記溶鋼を攪拌する攪拌用ガスを吹き込むガス吹き込み用プラグが１本設けられており、
溶鋼表面における取鍋内径をＤｓ［ｍ］とし、前記溶鋼表面を前記取鍋の上方から見たときに、前記溶鋼表面での前記２本もしくは３本の電極の位置、又は、前記２本もしくは３本の電極の前記溶鋼表面への投影位置に外接し、かつ、直径が最小となる円である電極外接円の直径をＤ［ｍ］としたときに、前記取鍋内径に対する前記電極外接円の直径の比（Ｄｓ／Ｄ）が、以下の式（１）を満足し、
前記溶鋼表面において、前記ガス吹き込み用プラグの中心軸が、前記電極外接円上、又は、前記電極外接円の内側を通り、
前記攪拌用ガスの流量をＱ［ＮＬ／ｍｉｎ／ｔ］としたときに、当該攪拌用ガスの流量が、以下の式（２）を満足する、溶鋼の取鍋精錬方法。

１．８ ≦ Ｄｓ／Ｄ ≦３．５ ・・・式（１）
０．３ ≦ Ｑ ≦４．５ ・・・式（２）
In the ladle refining method of molten steel to form a slag layer on the molten steel surface in the ladle, the electrode is immersed in the slag layer and energized,
The electrode immersed in the slag layer is two or three,
The bottom of the ladle is provided with one gas blowing plug for blowing a stirring gas for stirring the molten steel held in the ladle,
When the ladle inner diameter on the molten steel surface is Ds [m] and the molten steel surface is viewed from above the ladle, the positions of the two or three electrodes on the molten steel surface, or the two or three electrodes When the diameter of the electrode circumscribing circle that is the circle having the minimum diameter and circumscribing the projected positions of the three electrodes on the molten steel surface is D [m], the electrode circumscribing circle with respect to the ladle inner diameter The diameter ratio (Ds / D) satisfies the following equation (1),
On the molten steel surface, the central axis of the gas blowing plug is on the electrode circumscribing circle, or passes through the electrode circumscribing circle,
A ladle refining method for molten steel, wherein the flow rate of the stirring gas satisfies the following formula (2) when the flow rate of the stirring gas is Q [NL / min / t].

1.8 ≤ Ds / D ≤ 3.5 ... Formula (1)
0.3 ≤ Q ≤ 4.5 Equation (2)
前記スラグ層の厚みは、１００ｍｍ以上である、請求項１に記載の溶鋼の取鍋精錬方法。
The ladle refining method for molten steel according to claim 1, wherein the slag layer has a thickness of 100 mm or more.
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Citations (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS4927414A (en) * 1972-07-06 1974-03-11
JPS50157215A (en) * 1974-06-11 1975-12-19
JPS6119722A (en) * 1984-07-04 1986-01-28 クルツプ　シユタール　アクチエンゲゼルシヤフト Metallurgical posttreatment device and method for metal molten in advance
JPH0242738U (en) * 1988-09-16 1990-03-23
JPH0618174A (en) * 1992-07-02 1994-01-25 Nisshin Steel Co Ltd Arc type bottom blowing electric furnace
JPH06145761A (en) * 1992-11-13 1994-05-27 Nippon Steel Corp Structure for arranging tuyere in electric furnace
JPH07120172A (en) * 1993-10-21 1995-05-12 Aichi Steel Works Ltd Ladle refinery electrode apparatus
JPH1072616A (en) * 1996-08-30 1998-03-17 Nippon Carbon Co Ltd Method for refining molten metal in ladle and apparatus therefor
JP2001040411A (en) * 1999-07-30 2001-02-13 Kawasaki Steel Corp Ladle for refining molten steel
JP2013142181A (en) * 2012-01-11 2013-07-22 Kobe Steel Ltd Method for producing forging steel
JP2018003042A (en) * 2016-06-27 2018-01-11 新日鐵住金株式会社 Molten steel desulfurization method

Patent Citations (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS4927414A (en) * 1972-07-06 1974-03-11
JPS50157215A (en) * 1974-06-11 1975-12-19
JPS6119722A (en) * 1984-07-04 1986-01-28 クルツプ　シユタール　アクチエンゲゼルシヤフト Metallurgical posttreatment device and method for metal molten in advance
JPH0242738U (en) * 1988-09-16 1990-03-23
JPH0618174A (en) * 1992-07-02 1994-01-25 Nisshin Steel Co Ltd Arc type bottom blowing electric furnace
JPH06145761A (en) * 1992-11-13 1994-05-27 Nippon Steel Corp Structure for arranging tuyere in electric furnace
JPH07120172A (en) * 1993-10-21 1995-05-12 Aichi Steel Works Ltd Ladle refinery electrode apparatus
JPH1072616A (en) * 1996-08-30 1998-03-17 Nippon Carbon Co Ltd Method for refining molten metal in ladle and apparatus therefor
JP2001040411A (en) * 1999-07-30 2001-02-13 Kawasaki Steel Corp Ladle for refining molten steel
JP2013142181A (en) * 2012-01-11 2013-07-22 Kobe Steel Ltd Method for producing forging steel
JP2018003042A (en) * 2016-06-27 2018-01-11 新日鐵住金株式会社 Molten steel desulfurization method

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