JP3293023B2 - 溶鋼の真空吹酸方法 - Google Patents
溶鋼の真空吹酸方法Info
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- JP3293023B2 JP3293023B2 JP30314395A JP30314395A JP3293023B2 JP 3293023 B2 JP3293023 B2 JP 3293023B2 JP 30314395 A JP30314395 A JP 30314395A JP 30314395 A JP30314395 A JP 30314395A JP 3293023 B2 JP3293023 B2 JP 3293023B2
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】本発明は、真空精錬装置によ
る溶鋼の精錬方法に関し、特に直胴型浸漬管を有する真
空精錬装置を用い、真空槽内に挿入したランスから酸素
を吹き付けることで、効率的に極低炭素領域までの脱炭
精錬を可能にする溶鋼の真空吹酸方法に関する。
る溶鋼の精錬方法に関し、特に直胴型浸漬管を有する真
空精錬装置を用い、真空槽内に挿入したランスから酸素
を吹き付けることで、効率的に極低炭素領域までの脱炭
精錬を可能にする溶鋼の真空吹酸方法に関する。
【0002】
【従来の技術】極低炭素溶鋼の減圧脱炭方法としては、
RH、DHが広く用いられている。しかし、RHにおい
て極低炭素鋼を溶製する場合には、多量のスプラッシュ
が発生するため、真空槽に地金が付着して操業に多大の
支障を招き、さらに炭素濃度が高い付着地金が再溶解す
ることによる炭素のピックアップにより、極低炭素域で
の脱炭速度が著しく低下するという大きな問題が生ず
る。また、酸素濃度が高い方が脱炭には有利になるが、
転炉の吹き止め炭素を下げて酸素濃度を増加させた場合
には、吹き止め温度が上がり、転炉耐火物コストが高く
なるため、転炉の吹き止め炭素は下げずに、RHで酸素
濃度を増大させる方法が必要である。
RH、DHが広く用いられている。しかし、RHにおい
て極低炭素鋼を溶製する場合には、多量のスプラッシュ
が発生するため、真空槽に地金が付着して操業に多大の
支障を招き、さらに炭素濃度が高い付着地金が再溶解す
ることによる炭素のピックアップにより、極低炭素域で
の脱炭速度が著しく低下するという大きな問題が生ず
る。また、酸素濃度が高い方が脱炭には有利になるが、
転炉の吹き止め炭素を下げて酸素濃度を増加させた場合
には、吹き止め温度が上がり、転炉耐火物コストが高く
なるため、転炉の吹き止め炭素は下げずに、RHで酸素
濃度を増大させる方法が必要である。
【0003】これらに対応するため、特開平2−775
18号公報には、溶鋼湯面から所定位置離した上方か
ら、適正範囲の湯面到達圧力になるように酸素ガスを吹
き付けることで、2次燃焼反応を利用する方法が開示さ
れている。また、特開平2−54714号公報において
も、RHで水冷上吹きランスより酸素を吹き付ける方法
が開示されている。
18号公報には、溶鋼湯面から所定位置離した上方か
ら、適正範囲の湯面到達圧力になるように酸素ガスを吹
き付けることで、2次燃焼反応を利用する方法が開示さ
れている。また、特開平2−54714号公報において
も、RHで水冷上吹きランスより酸素を吹き付ける方法
が開示されている。
【0004】しかし、RHの場合には真空槽に2本の浸
漬管を設ける方法であり、必然的に真空槽の槽底を有す
るため、上吹き酸素は槽底に到達しない程度に吹き付け
る必要がある。さらに、溶鋼の環流が開始されるまでは
酸素を吹き付けても何等の効果も有さないため、特開平
4−176812号公報に記載されているように、真空
度が200Torr程度よりも高真空にならない限り、
酸素は吹き付けられない。さらに、このような真空度で
は上吹き酸素ガスが直接槽底耐火物と衝突するため、槽
底耐火物が激しく溶損される。
漬管を設ける方法であり、必然的に真空槽の槽底を有す
るため、上吹き酸素は槽底に到達しない程度に吹き付け
る必要がある。さらに、溶鋼の環流が開始されるまでは
酸素を吹き付けても何等の効果も有さないため、特開平
4−176812号公報に記載されているように、真空
度が200Torr程度よりも高真空にならない限り、
酸素は吹き付けられない。さらに、このような真空度で
は上吹き酸素ガスが直接槽底耐火物と衝突するため、槽
底耐火物が激しく溶損される。
【0005】このように、RHにおける酸素上吹きの問
題をまとめると、(1)真空度が200Torr程度よ
りも高真空にならない限り酸素は吹き付けられないた
め、酸素濃度を上昇させることで脱炭が最も効果的に促
進される上に、炭素濃度が高いために地金として炉壁に
溶鋼が付着することを最も嫌う、処理の初期の時期に酸
素が吹き付けられない。(2)真空度が向上した高真空
度であっても、溶鋼表面と槽底の間の距離が小さいた
め、上吹き酸素の溶鋼到達噴流流速は、ガスの動圧によ
り溶鋼面にできる凹み深さ(キャビティー)を深くする
(ハードブロー)ことはできず、酸素の利用効率が低
い。また、逆にキャビティーが浅い(ソフトブロー)た
め脱炭反応で発生するCOガスが空間でCO2 まで酸化
される2次燃焼が起こりやすいが、溶鋼への着熱が悪
く、溶鋼温度を補償するには耐火物の温度が上がりす
ぎ、また耐火物加熱による地金付着防止を目的とする場
合には、溶鋼温度は上昇させられないという問題がで
る。また、従来の上吹きランスは、通常用いる酸素流
量、ランス操業2次圧、雰囲気圧力下で適正な膨張挙動
を示す条件で設計するため、真空精錬炉のように処理中
に雰囲気圧力が変化する場合には、高真空条件ではハー
ドブロー、低真空条件ではソフトブローとなり、雰囲気
圧力が変わった場合には、適正な条件での送酸ができな
いという問題があった。
題をまとめると、(1)真空度が200Torr程度よ
りも高真空にならない限り酸素は吹き付けられないた
め、酸素濃度を上昇させることで脱炭が最も効果的に促
進される上に、炭素濃度が高いために地金として炉壁に
溶鋼が付着することを最も嫌う、処理の初期の時期に酸
素が吹き付けられない。(2)真空度が向上した高真空
度であっても、溶鋼表面と槽底の間の距離が小さいた
め、上吹き酸素の溶鋼到達噴流流速は、ガスの動圧によ
り溶鋼面にできる凹み深さ(キャビティー)を深くする
(ハードブロー)ことはできず、酸素の利用効率が低
い。また、逆にキャビティーが浅い(ソフトブロー)た
め脱炭反応で発生するCOガスが空間でCO2 まで酸化
される2次燃焼が起こりやすいが、溶鋼への着熱が悪
く、溶鋼温度を補償するには耐火物の温度が上がりす
ぎ、また耐火物加熱による地金付着防止を目的とする場
合には、溶鋼温度は上昇させられないという問題がで
る。また、従来の上吹きランスは、通常用いる酸素流
量、ランス操業2次圧、雰囲気圧力下で適正な膨張挙動
を示す条件で設計するため、真空精錬炉のように処理中
に雰囲気圧力が変化する場合には、高真空条件ではハー
ドブロー、低真空条件ではソフトブローとなり、雰囲気
圧力が変わった場合には、適正な条件での送酸ができな
いという問題があった。
【0006】本発明者らは、特開平6−116624号
公報で、深い位置からのガス攪拌と大径の直胴型浸漬槽
を用いて槽内を減圧する真空精錬炉を開示している。こ
れは、真空下に曝露されている溶鋼表面部分を有効に攪
拌して実質的な表面積を増大させることが極めて効果的
であるとの知見に基づくもので、吹き込まれたガスが真
空に曝露されている溶鋼表面に浮上する領域である気泡
活性面を広くとることで、極めて効率的な脱炭を可能と
している。しかし、この方法では極低炭素濃度まで脱炭
速度が停滞することなく脱炭が進行してスプラッシュも
少ないが、長期間操業した場合には地金付着が問題とな
る。
公報で、深い位置からのガス攪拌と大径の直胴型浸漬槽
を用いて槽内を減圧する真空精錬炉を開示している。こ
れは、真空下に曝露されている溶鋼表面部分を有効に攪
拌して実質的な表面積を増大させることが極めて効果的
であるとの知見に基づくもので、吹き込まれたガスが真
空に曝露されている溶鋼表面に浮上する領域である気泡
活性面を広くとることで、極めて効率的な脱炭を可能と
している。しかし、この方法では極低炭素濃度まで脱炭
速度が停滞することなく脱炭が進行してスプラッシュも
少ないが、長期間操業した場合には地金付着が問題とな
る。
【0007】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、特開平2−
77518号公報、特開平2−54714号公報、特開
平4−176812号公報に開示されたRHでの上吹き
ランスからの送酸技術においては、槽底を有するために
低真空度域での送酸ができず、高真空度でもハードブロ
ーができないために酸素の利用効率が低いという問題
点、また特開平6−116624号公報に示された方法
のみでは長期間操業した場合に地金付着が生じるという
問題点を解決した上に、さらに従来の上吹きランスでは
雰囲気圧力が変わった場合に適正な条件での送酸ができ
ないという問題点を解決し、直胴型浸漬管による効率的
な極低炭素領域までの脱炭精錬技術を提供することを目
的とする。
77518号公報、特開平2−54714号公報、特開
平4−176812号公報に開示されたRHでの上吹き
ランスからの送酸技術においては、槽底を有するために
低真空度域での送酸ができず、高真空度でもハードブロ
ーができないために酸素の利用効率が低いという問題
点、また特開平6−116624号公報に示された方法
のみでは長期間操業した場合に地金付着が生じるという
問題点を解決した上に、さらに従来の上吹きランスでは
雰囲気圧力が変わった場合に適正な条件での送酸ができ
ないという問題点を解決し、直胴型浸漬管による効率的
な極低炭素領域までの脱炭精錬技術を提供することを目
的とする。
【0008】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、円筒形の
浸漬管に溶鋼を吸い上げ、取鍋底部に設けたガス吹き込
み孔から不活性ガスを導入する方式に基づいて、種々の
条件を変化させた試験を実施したが、安定した極低炭素
領域までの脱炭を行うことができなかった。これは、脱
炭処理開始直後に飛散する炭素濃度の高いスプラッシュ
が耐火物壁面に付着し、これが脱炭末期の炭素濃度が低
い時期に溶解して炭素を供給するためである。そこで、
上吹きランスを導入したが、噴流特性に対するランス操
業圧と真空度の影響を適切に考慮したランスデザインと
することで、雰囲気圧力が変わった場合にも適正な条件
で送酸が可能であることを見出した。
浸漬管に溶鋼を吸い上げ、取鍋底部に設けたガス吹き込
み孔から不活性ガスを導入する方式に基づいて、種々の
条件を変化させた試験を実施したが、安定した極低炭素
領域までの脱炭を行うことができなかった。これは、脱
炭処理開始直後に飛散する炭素濃度の高いスプラッシュ
が耐火物壁面に付着し、これが脱炭末期の炭素濃度が低
い時期に溶解して炭素を供給するためである。そこで、
上吹きランスを導入したが、噴流特性に対するランス操
業圧と真空度の影響を適切に考慮したランスデザインと
することで、雰囲気圧力が変わった場合にも適正な条件
で送酸が可能であることを見出した。
【0009】すなわち、本発明の要旨とするところは下
記のとおりである。 (1)真空脱ガス装置で、真空度が10〜400Tor
rの範囲で上方から挿入したガス供給用上吹きランスを
用いて溶鋼面より1〜5m上方より、酸素ガスを3〜1
8Nm3 /(Hr・ton)の流量で供給する溶鋼の精
錬方法であって、操業時のランス操業2次圧Po (kg
f/cm2 ・G)をランス設計2次圧P s (kgf/c
m2 ・G)の0.7〜2.5倍の範囲で変更させるこに
より操業中の酸素ガス流量を変化させつつ、下記(1)
式で計算されるパラメータuが0.5〜2の範囲となる
ようにランス先端から溶鋼面までの距離(ランス高さ:
G o (mm))を制御することを特徴とする溶鋼の真空
吹酸方法。
記のとおりである。 (1)真空脱ガス装置で、真空度が10〜400Tor
rの範囲で上方から挿入したガス供給用上吹きランスを
用いて溶鋼面より1〜5m上方より、酸素ガスを3〜1
8Nm3 /(Hr・ton)の流量で供給する溶鋼の精
錬方法であって、操業時のランス操業2次圧Po (kg
f/cm2 ・G)をランス設計2次圧P s (kgf/c
m2 ・G)の0.7〜2.5倍の範囲で変更させるこに
より操業中の酸素ガス流量を変化させつつ、下記(1)
式で計算されるパラメータuが0.5〜2の範囲となる
ようにランス先端から溶鋼面までの距離(ランス高さ:
G o (mm))を制御することを特徴とする溶鋼の真空
吹酸方法。
【0010】u=H/G o …… (1) (1)式において、Hはジェットコア長さであり、下記
(2)式より求められる。 H=f(X)×M s ×(4.2+1.1M s 2 )×d t …… (2) (2)式において、f(X)は下記(3)式より求めら
れる。
(2)式より求められる。 H=f(X)×M s ×(4.2+1.1M s 2 )×d t …… (2) (2)式において、f(X)は下記(3)式より求めら
れる。
【0011】
【数2】
【0012】(3)式において、Xは下記(4)式より
求められる。 X=(P o +Q o /730)/(P s +Q o /730) …… (4) (2)式において、M s は設計吐出マッハ数であり、下
記(5)式より求められる。 M s =2.24×〔{(P s +Q s /730)/(Q s /730)} 2/7 −1〕 1/2 …… (5) ここで、Hはジェットコア長さ(mm)、G o はランス
高さ(mm)、P o はランス操業2次圧(kgf/cm
2 ・G)、P s はランス設計2次圧(kgf/cm 2 ・
G)、Q o は操業真空度(Torr)、Q s は設計真空
度(Torr)、d t は上吹きランスのノズルスロート
部直径(mm)である。 (2) 前記(1)において、基準真空度をQ B (Tor
r)、基準ランス高さをG B (mm)とした場合、操業
真空度Qo (Torr)においてランス高さG o (m
m)を下記(6)式に従って制御することを特徴とする
溶鋼の真空吹酸方法。
求められる。 X=(P o +Q o /730)/(P s +Q o /730) …… (4) (2)式において、M s は設計吐出マッハ数であり、下
記(5)式より求められる。 M s =2.24×〔{(P s +Q s /730)/(Q s /730)} 2/7 −1〕 1/2 …… (5) ここで、Hはジェットコア長さ(mm)、G o はランス
高さ(mm)、P o はランス操業2次圧(kgf/cm
2 ・G)、P s はランス設計2次圧(kgf/cm 2 ・
G)、Q o は操業真空度(Torr)、Q s は設計真空
度(Torr)、d t は上吹きランスのノズルスロート
部直径(mm)である。 (2) 前記(1)において、基準真空度をQ B (Tor
r)、基準ランス高さをG B (mm)とした場合、操業
真空度Qo (Torr)においてランス高さG o (m
m)を下記(6)式に従って制御することを特徴とする
溶鋼の真空吹酸方法。
【0013】G o =α×G B ×(Q B /Q o ) 1/2 …… (6) ここでαは0.8〜1.2の値をとり、Q B は40〜2
00(Torr)、G B は1000〜3000(mm)
であることが望ましい。(3) 取鍋内溶鋼表面の一部に、真空槽の下部に連結し
た直胴型浸漬管を浸漬する真空脱ガス装置で、該真空槽
の上方から挿入したガス供給用上吹きランスを用いるこ
とを特徴とする前記(1)または(2)記載の溶鋼の真
空吹酸方法。
00(Torr)、G B は1000〜3000(mm)
であることが望ましい。(3) 取鍋内溶鋼表面の一部に、真空槽の下部に連結し
た直胴型浸漬管を浸漬する真空脱ガス装置で、該真空槽
の上方から挿入したガス供給用上吹きランスを用いるこ
とを特徴とする前記(1)または(2)記載の溶鋼の真
空吹酸方法。
【0014】ここで、上吹きランスのノズルスロート部
直径(dt :mm)と、ノズル出口部直径(de :m
m)は下記の式で決定されることが望ましい。 dt =(1.27×St )1/2 S t =F s /{(0.581×n×(P s +Q s /730)} F s =f s ×W de =(1.27×Se )1/2 S e =S t ×{(1+0.2M s 2 )/1.2} 3 /M s M s =2.24×〔{(P s +Q s /730)/(Q s /730)} 2/ 7 −1〕 1/2 ここで、S t はノズルスロート断面積(mm 2 )、F s
は設計送酸速度(Nm 3 /Hr)、nはノズル数、P s
はランス設計2次圧で3〜13kgf/cm 2 ・G、Q
s は設計真空度(Torr)、f s は溶鋼トン当たりの
設計送酸速度で5〜20(Nm 3 /(Hr・to
n))、Wは溶鋼量(ton)、S e はノズル出口断面
積(mm 2 )、M s は設計吐出マッハ数である。
直径(dt :mm)と、ノズル出口部直径(de :m
m)は下記の式で決定されることが望ましい。 dt =(1.27×St )1/2 S t =F s /{(0.581×n×(P s +Q s /730)} F s =f s ×W de =(1.27×Se )1/2 S e =S t ×{(1+0.2M s 2 )/1.2} 3 /M s M s =2.24×〔{(P s +Q s /730)/(Q s /730)} 2/ 7 −1〕 1/2 ここで、S t はノズルスロート断面積(mm 2 )、F s
は設計送酸速度(Nm 3 /Hr)、nはノズル数、P s
はランス設計2次圧で3〜13kgf/cm 2 ・G、Q
s は設計真空度(Torr)、f s は溶鋼トン当たりの
設計送酸速度で5〜20(Nm 3 /(Hr・to
n))、Wは溶鋼量(ton)、S e はノズル出口断面
積(mm 2 )、M s は設計吐出マッハ数である。
【0015】上吹きランスとしては1〜4孔を有する水
冷上吹きランスが望ましい。本発明は、設計時の真空度
Q s に対して操業時の真空度Qo が10〜400Tor
rに変化してもハードブローが可能な上吹きランスを与
えるものである。本発明者らは、種々のランスノズルか
ら噴出された噴流の特性を、真空度を大幅に変更させた
条件下で詳細に研究した結果、以下の事実に到達するに
至った。
冷上吹きランスが望ましい。本発明は、設計時の真空度
Q s に対して操業時の真空度Qo が10〜400Tor
rに変化してもハードブローが可能な上吹きランスを与
えるものである。本発明者らは、種々のランスノズルか
ら噴出された噴流の特性を、真空度を大幅に変更させた
条件下で詳細に研究した結果、以下の事実に到達するに
至った。
【0016】 真空度にかかわらず、ノズルを噴出し
たガスは、流速が低下しないポテンシャルコア域を経
て、流速がノズル先端からの距離の1乗に反比例して低
下する特性減衰域へと至るという挙動をとる。 同一
ノズルで真空度を高めた場合には、周囲のガスの巻き込
み量が低下するため減衰しにくくなりジェットコア長さ
(噴流の中心軸上マッハ数が1となる位置のノズル先端
からの距離、H:mm)が伸びるが、特性減衰域での挙
動は影響を受けず、真空度の影響はジェットコア長さで
のみ表される。
たガスは、流速が低下しないポテンシャルコア域を経
て、流速がノズル先端からの距離の1乗に反比例して低
下する特性減衰域へと至るという挙動をとる。 同一
ノズルで真空度を高めた場合には、周囲のガスの巻き込
み量が低下するため減衰しにくくなりジェットコア長さ
(噴流の中心軸上マッハ数が1となる位置のノズル先端
からの距離、H:mm)が伸びるが、特性減衰域での挙
動は影響を受けず、真空度の影響はジェットコア長さで
のみ表される。
【0017】 真空度の影響は、ランスデザイン(ス
ロート径、出口径)を変更しても変わらない。この3つ
の知見によりノズル先端からの距離Y(mm)の位置で
の噴流中心軸上流速U(m/s)は(7)式で表され、
ジェットコア長さ(H:mm)は(2)〜(4)式で表
される。
ロート径、出口径)を変更しても変わらない。この3つ
の知見によりノズル先端からの距離Y(mm)の位置で
の噴流中心軸上流速U(m/s)は(7)式で表され、
ジェットコア長さ(H:mm)は(2)〜(4)式で表
される。
【0018】 U=320・H/Y …(7) H=f(X)×M s ×(4.2+1.1M s 2 )×d t …… (2)
【0019】
【数3】
【0020】 X=(P o +Q o /730)/(P s +Q o /730) …… (4) これにより、あらゆるノズルから噴出する噴流挙動が、
如何なる真空度条件でも推定可能となる。本発明者は、
この式に基づき、真空下でランス2次圧を大幅に変化さ
せた場合のUの変化を測定した結果、図1に示すよう
に、ランス2次圧を大きく変化させてもUがほとんど変
化しない条件があり、さらにこの条件は真空度にはほと
んど依存しないことを見出した。これより、真空脱ガス
装置で吹酸精錬する場合、操業時のランス操業2次圧P
o (kgf/cm2 ・G)をランス設計2次圧P s (k
gf/cm2 ・G)の0.7〜2.5倍の範囲で変更さ
せることで、操業中の酸素ガス流量を変化させても湯面
到達流速はほとんど変化せず、ハードブローを維持した
ままで必要に応じた任意の流量で送酸が可能となる。
如何なる真空度条件でも推定可能となる。本発明者は、
この式に基づき、真空下でランス2次圧を大幅に変化さ
せた場合のUの変化を測定した結果、図1に示すよう
に、ランス2次圧を大きく変化させてもUがほとんど変
化しない条件があり、さらにこの条件は真空度にはほと
んど依存しないことを見出した。これより、真空脱ガス
装置で吹酸精錬する場合、操業時のランス操業2次圧P
o (kgf/cm2 ・G)をランス設計2次圧P s (k
gf/cm2 ・G)の0.7〜2.5倍の範囲で変更さ
せることで、操業中の酸素ガス流量を変化させても湯面
到達流速はほとんど変化せず、ハードブローを維持した
ままで必要に応じた任意の流量で送酸が可能となる。
【0021】ここで、操業時のP o /P s が0.7より
も小さい場合には、噴流の減衰が激しくソフトブローと
なり溶鋼への着熱効率が低下し、また2.5よりも大き
い場合には、ノズル出口での不適正膨張によるエネルギ
ー損失よりも噴流の慣性力の方が優勢となるため、過度
のハードブローとなってスプラッシュ発生等の操業上の
困難を生ずる。
も小さい場合には、噴流の減衰が激しくソフトブローと
なり溶鋼への着熱効率が低下し、また2.5よりも大き
い場合には、ノズル出口での不適正膨張によるエネルギ
ー損失よりも噴流の慣性力の方が優勢となるため、過度
のハードブローとなってスプラッシュ発生等の操業上の
困難を生ずる。
【0022】また、本発明は、真空度が10〜400T
orrの範囲で、溶鋼面より1〜5m上方より、酸素ガ
スを3〜18Nm3 /(Hr・ton)の流量で供給し
た場合であることが必要である。真空度が10Torr
よりも高真空の場合には、噴流の減衰が小さくハードブ
ローとなることが避け難く、400Torrよりも低真
空の場合には、逆に噴流の減衰が大きくソフトブローと
なることは避け難い。また、ランスと溶鋼面間の距離が
1mよりも小さい場合にはランスに対する輻射伝熱量が
大きいためランス寿命が短いという問題があり、5mよ
りも上方から吹酸する場合には炉壁耐火物の溶損が大き
いという問題がある。また、酸素ガスが3Nm3 /(H
r・ton)よりも小さい場合には、十分な熱量が得ら
れないため酸素を使用した効果が表れず、18Nm3 /
(Hr・ton)よりも大きい場合には入熱量が大きす
ぎるため耐火物溶損を引き起こす。
orrの範囲で、溶鋼面より1〜5m上方より、酸素ガ
スを3〜18Nm3 /(Hr・ton)の流量で供給し
た場合であることが必要である。真空度が10Torr
よりも高真空の場合には、噴流の減衰が小さくハードブ
ローとなることが避け難く、400Torrよりも低真
空の場合には、逆に噴流の減衰が大きくソフトブローと
なることは避け難い。また、ランスと溶鋼面間の距離が
1mよりも小さい場合にはランスに対する輻射伝熱量が
大きいためランス寿命が短いという問題があり、5mよ
りも上方から吹酸する場合には炉壁耐火物の溶損が大き
いという問題がある。また、酸素ガスが3Nm3 /(H
r・ton)よりも小さい場合には、十分な熱量が得ら
れないため酸素を使用した効果が表れず、18Nm3 /
(Hr・ton)よりも大きい場合には入熱量が大きす
ぎるため耐火物溶損を引き起こす。
【0023】さらに、前述の数式によりノズル先端から
の距離Y(mm)の位置での噴流中心軸上流速U(m/
s)が求められるが、この値に基づくパラメータuが
0.5〜2の範囲になるようにランス高さを制御する
と、さらに効率的な吹酸が可能となる。uはUを大気圧
下での音速である320m/sで割ったパラメータであ
り、鋼浴面に到達した時点の噴流強度を示す。図2に示
すように、uが0.5よりも小さい場合には噴流強度が
弱すぎるために、空間でCOがCO2 まで燃焼する、い
わゆる2次燃焼が激しく起こるため排ガス温度が上昇し
て耐火物が著しく溶損し、またuが2よりも大きい場合
には、噴流強度が強すぎるために激しいスプラッシュを
生じるという問題がある。
の距離Y(mm)の位置での噴流中心軸上流速U(m/
s)が求められるが、この値に基づくパラメータuが
0.5〜2の範囲になるようにランス高さを制御する
と、さらに効率的な吹酸が可能となる。uはUを大気圧
下での音速である320m/sで割ったパラメータであ
り、鋼浴面に到達した時点の噴流強度を示す。図2に示
すように、uが0.5よりも小さい場合には噴流強度が
弱すぎるために、空間でCOがCO2 まで燃焼する、い
わゆる2次燃焼が激しく起こるため排ガス温度が上昇し
て耐火物が著しく溶損し、またuが2よりも大きい場合
には、噴流強度が強すぎるために激しいスプラッシュを
生じるという問題がある。
【0024】ところで、実際のプロセスでは、操業中の
真空度は必ずしも一定ではなく、変動する。真空下での
噴流挙動は真空度に大きく影響を受けるため、このよう
な変動は無視できない影響を与える。本発明者らによる
真空下での噴流特性の詳細な検討によれば、ノズルのス
ロート径と出口径の関係が如何様であろうとも、大気圧
下での噴流中心軸上流速U760 と真空度P下での噴流中
心軸上流速UP との間には次式の関係がある。また、ラ
ンス高さと噴流最大流速の間には、ノズル形状や真空度
に依らず、反比例関係がある。
真空度は必ずしも一定ではなく、変動する。真空下での
噴流挙動は真空度に大きく影響を受けるため、このよう
な変動は無視できない影響を与える。本発明者らによる
真空下での噴流特性の詳細な検討によれば、ノズルのス
ロート径と出口径の関係が如何様であろうとも、大気圧
下での噴流中心軸上流速U760 と真空度P下での噴流中
心軸上流速UP との間には次式の関係がある。また、ラ
ンス高さと噴流最大流速の間には、ノズル形状や真空度
に依らず、反比例関係がある。
【0025】UP =29×U760 /√P これらの事項は、従来行われていた大気圧下での噴流特
性の調査結果からは推定できるものではなく、これまで
全く不明であった減圧下での噴流挙動も、比較的簡単な
関数で制御できることを示すものである。この知見に基
づけば、基準真空度Q B (Torr)、基準ランス高さ
をG B (mm)とした場合、操業真空度Qo (Tor
r)においてランス高さG o (mm)を次式に従って制
御すれば、前述の真空度の変動の影響を受けずに、一定
範囲の噴流強度での吹酸が常に可能となる。
性の調査結果からは推定できるものではなく、これまで
全く不明であった減圧下での噴流挙動も、比較的簡単な
関数で制御できることを示すものである。この知見に基
づけば、基準真空度Q B (Torr)、基準ランス高さ
をG B (mm)とした場合、操業真空度Qo (Tor
r)においてランス高さG o (mm)を次式に従って制
御すれば、前述の真空度の変動の影響を受けずに、一定
範囲の噴流強度での吹酸が常に可能となる。
【0026】G o =α×G B ×(Q B /Q o ) 1/2 …… (6) ここで、αは0.8〜1.2であり、αが0.8よりも
小さい場合にはソフトブローになり過ぎ、1.2より大
きい場合にはハードブローになり過ぎるという問題が生
ずる。本発明の上吹き方法は、図3に示すような、取鍋
内溶鋼表面の一部に真空槽の下部に連結した直胴型浸漬
管を浸漬する真空脱ガス装置に適用した場合に最も有効
である。これは、浸漬管内のみを部分的に真空にするこ
とにより、取鍋スラグの影響を排除することができる上
に、溶鋼ヘッドが高くなり、低部から吹き込まれたガス
が表面に浮上する領域を広くとれる利点があるためであ
る。このような場合には、攪拌用ガスが表面で破泡した
時に生成する微細な溶鋼粒子が空間に飛散し、空間で酸
素上吹きにより生成した熱を受けて高温に加熱された状
態で鋼浴に戻るという機構が有効に作用するため、高い
着熱効率が可能となる。これに対して、取鍋全体を真空
にする、いわゆるタンク脱ガス方式の場合には、取鍋ス
ラグの影響を排除できず、スラグが上部空間で発熱した
熱を鋼浴へ伝熱する際の断熱層となるため、着熱効率が
充分には高くならない。また、RHのように狭い上昇管
からのみ攪拌用ガスを吹き込む場合には、ガスが狭い領
域に集中的に浮上するため、表面で破泡した時に生成す
る溶鋼粒子が大きな速度で空間に飛散し、伝熱媒体とし
て作用せず、単なるスプラッシュとして耐火物に付着す
るという問題がある。
小さい場合にはソフトブローになり過ぎ、1.2より大
きい場合にはハードブローになり過ぎるという問題が生
ずる。本発明の上吹き方法は、図3に示すような、取鍋
内溶鋼表面の一部に真空槽の下部に連結した直胴型浸漬
管を浸漬する真空脱ガス装置に適用した場合に最も有効
である。これは、浸漬管内のみを部分的に真空にするこ
とにより、取鍋スラグの影響を排除することができる上
に、溶鋼ヘッドが高くなり、低部から吹き込まれたガス
が表面に浮上する領域を広くとれる利点があるためであ
る。このような場合には、攪拌用ガスが表面で破泡した
時に生成する微細な溶鋼粒子が空間に飛散し、空間で酸
素上吹きにより生成した熱を受けて高温に加熱された状
態で鋼浴に戻るという機構が有効に作用するため、高い
着熱効率が可能となる。これに対して、取鍋全体を真空
にする、いわゆるタンク脱ガス方式の場合には、取鍋ス
ラグの影響を排除できず、スラグが上部空間で発熱した
熱を鋼浴へ伝熱する際の断熱層となるため、着熱効率が
充分には高くならない。また、RHのように狭い上昇管
からのみ攪拌用ガスを吹き込む場合には、ガスが狭い領
域に集中的に浮上するため、表面で破泡した時に生成す
る溶鋼粒子が大きな速度で空間に飛散し、伝熱媒体とし
て作用せず、単なるスプラッシュとして耐火物に付着す
るという問題がある。
【0027】
【発明の実施の形態】〔実施例〕 表1に示す比較例−1は、8トン規模の真空取鍋精錬装
置を用いた結果であり、取鍋全体が真空チャンバー内に
置かれた状態で減圧し、上方より水冷上吹きランスを真
空チャンバー内に挿入し、酸素ガスを上吹きした。溶鋼
としては、処理前の炭素濃度が250〜450ppmの
未脱酸鋼を用いた。
置を用いた結果であり、取鍋全体が真空チャンバー内に
置かれた状態で減圧し、上方より水冷上吹きランスを真
空チャンバー内に挿入し、酸素ガスを上吹きした。溶鋼
としては、処理前の炭素濃度が250〜450ppmの
未脱酸鋼を用いた。
【0028】ここで、時間当たりの溶鋼温度の上昇速度
を測定し、昇熱速度V(℃/分)とした。また、着熱効
率η(%)は、上吹き酸素が全てCO2 となった場合の
総発熱量に対する溶鋼顕熱の増加量として評価した。こ
こで、Qo は操業真空度(Torr)、G o はランス高
さ(mm)、f o は溶鋼トンあたりの操業送酸速度(N
m3 /(Hr・ton))、P o /P s は操業時のラン
ス操業2次圧Po (kgf/cm2 ・G)とランス設計
2次圧Ps (kgf/cm2 ・G)との比である。
を測定し、昇熱速度V(℃/分)とした。また、着熱効
率η(%)は、上吹き酸素が全てCO2 となった場合の
総発熱量に対する溶鋼顕熱の増加量として評価した。こ
こで、Qo は操業真空度(Torr)、G o はランス高
さ(mm)、f o は溶鋼トンあたりの操業送酸速度(N
m3 /(Hr・ton))、P o /P s は操業時のラン
ス操業2次圧Po (kgf/cm2 ・G)とランス設計
2次圧Ps (kgf/cm2 ・G)との比である。
【0029】表2に示す比較例−2は、175トンの転
炉出鋼溶鋼を用いて、図3に示した形状の真空精錬炉に
て実施した。図3に示すように、真空槽1は、下部の取
鍋3中の溶鋼2に浸漬される直胴型浸漬管6を有し、該
真空槽1の上部からは上吹き水冷ランス4が挿入され、
該上吹き水冷ランス4は真空槽1の天蓋に設けられたラ
ンス把持装置7により把持されており、適正なランス−
溶鋼表面間距離を維持するために昇降制御される。取鍋
3の鍋底のポーラス煉瓦8からはArガスを直胴型浸漬
管6内に偏心して吹き込み、溶鋼2は直胴型浸漬管6内
の片側壁に沿ってガスとともに上昇し、他方側から降下
して取鍋3と直胴型浸漬管6内を環流する。
炉出鋼溶鋼を用いて、図3に示した形状の真空精錬炉に
て実施した。図3に示すように、真空槽1は、下部の取
鍋3中の溶鋼2に浸漬される直胴型浸漬管6を有し、該
真空槽1の上部からは上吹き水冷ランス4が挿入され、
該上吹き水冷ランス4は真空槽1の天蓋に設けられたラ
ンス把持装置7により把持されており、適正なランス−
溶鋼表面間距離を維持するために昇降制御される。取鍋
3の鍋底のポーラス煉瓦8からはArガスを直胴型浸漬
管6内に偏心して吹き込み、溶鋼2は直胴型浸漬管6内
の片側壁に沿ってガスとともに上昇し、他方側から降下
して取鍋3と直胴型浸漬管6内を環流する。
【0030】表4に示す実施例−3は、表3に示すラン
スおよび図3に示す装置を用いて実施したuを適正範囲
にした操業例である。ここで、f s は溶鋼トン当たりの
設計送酸速度(Nm3 /(Hr・ton))、nはノズ
ル数、P s はランス設計2次圧(kgf/cm2 ・
G)、Q s は設計真空度(Torr)、dt は上吹きラ
ンスのノズルスロート部直径(mm)、de はノズル出
口直径(mm)である。
スおよび図3に示す装置を用いて実施したuを適正範囲
にした操業例である。ここで、f s は溶鋼トン当たりの
設計送酸速度(Nm3 /(Hr・ton))、nはノズ
ル数、P s はランス設計2次圧(kgf/cm2 ・
G)、Q s は設計真空度(Torr)、dt は上吹きラ
ンスのノズルスロート部直径(mm)、de はノズル出
口直径(mm)である。
【0031】表5に示す実施例−4は、表3に示すラン
スおよび図3に示す装置を用いて実施したG o を適正範
囲にした操業例である。ここで、Q B は基準真空度(T
orr)、G B は基準ランス高さ(mm)、Qo は操業
真空度(Torr)、G o はランス高さ(mm)であ
る。
スおよび図3に示す装置を用いて実施したG o を適正範
囲にした操業例である。ここで、Q B は基準真空度(T
orr)、G B は基準ランス高さ(mm)、Qo は操業
真空度(Torr)、G o はランス高さ(mm)であ
る。
【0032】
【表1】
【0033】
【表2】
【0034】
【表3】
【0035】
【表4】
【0036】
【表5】
【0037】
【発明の効果】本発明により、処理初期の高い炭素濃度
域で、脱炭効率が高く地金付着がない酸素の供給が可能
となったため、効率的な極低炭素領域までの脱炭精錬が
可能となるとともに、熱効率の高いAl昇熱が可能とな
った。
域で、脱炭効率が高く地金付着がない酸素の供給が可能
となったため、効率的な極低炭素領域までの脱炭精錬が
可能となるとともに、熱効率の高いAl昇熱が可能とな
った。
【図1】P o /P s とUの関係の実験結果を示す図であ
り、P s はランス設計2次圧(kgf/cm2 ・G)、
Po はランス操業2次圧(kgf/cm2 ・G)、Uは
噴流の中心軸上流速を示す。
り、P s はランス設計2次圧(kgf/cm2 ・G)、
Po はランス操業2次圧(kgf/cm2 ・G)、Uは
噴流の中心軸上流速を示す。
【図2】パラメータuと排ガス温度、スプラッシュ発生
状況の関係の実験結果を示す図である。
状況の関係の実験結果を示す図である。
【図3】本発明の実施形態を示す模式図である。
1 真空槽 2 溶鋼 3 取鍋 4 上吹き水冷ランス 5 ガスジェット 6 直胴型浸漬管 7 ランス把持装置 8 ポーラス煉瓦
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.7,DB名) C21C 7/10
Claims (3)
- 【請求項1】 真空脱ガス装置で、真空度が10〜40
0Torrの範囲で上方から挿入したガス供給用上吹き
ランスを用いて溶鋼面より1〜5m上方より、酸素ガス
を3〜18Nm3 /(Hr・ton)の流量で供給する
溶鋼の精錬方法であって、操業時のランス操業2次圧P
o (kgf/cm2 ・G)をランス設計2次圧P s (k
gf/cm2 ・G)の0.7〜2.5倍の範囲で変更さ
せるこにより操業中の酸素ガス流量を変化させつつ、下
記(1)式で計算されるパラメータuが0.5〜2の範
囲となるようにランス先端から溶鋼面までの距離(ラン
ス高さ:G o (mm))を制御することを特徴とする溶
鋼の真空吹酸方法。u=H/G o …… (1) (1)式において、Hはジェットコア長さであり、下記
(2)式より求められる。 H=f(X)×M s ×(4.2+1.1M s 2 )×d t …… (2) (2)式において、f(X)は下記(3)式より求めら
れる。 【数1】 (3)式において、Xは下記(4)式より求められる。 X=(P o +Q o /730)/(P s +Q o /730) …… (4) (2)式において、M s は設計吐出マッハ数であり、下
記(5)式より求められる。 M s =2.24×〔{(P s +Q s /730)/(Q s /730)} 2/7 −1〕 1/2 …… (5) ここで、Hはジェットコア長さ(mm)、G o はランス
高さ(mm)、P o は ランス操業2次圧(kgf/cm
2 ・G)、P s はランス設計2次圧(kgf/cm 2 ・
G)、Q o は操業真空度(Torr)、Q s は設計真空
度(Torr)、d t は上吹きランスのノズルスロート
部直径(mm)である。 - 【請求項2】 請求項1において、基準真空度をQ
B (Torr)、基準ランス高さをG B (mm)とした
場合、操業真空度Qo (Torr)においてランス高さ
G o (mm)を下記(6)式に従って制御することを特
徴とする溶鋼の真空吹酸方法。G o =α×G B ×(Q B /Q o ) 1/2 …… (6) ここでαは0.8〜1.2の値をとる。 - 【請求項3】 取鍋内溶鋼表面の一部に、真空槽の下部
に連結した直胴型浸漬管を浸漬する真空脱ガス装置で、
該真空槽の上方から挿入したガス供給用上吹きランスを
用いることを特徴とする請求項1または2記載の溶鋼の
真空吹酸方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP30314395A JP3293023B2 (ja) | 1995-11-21 | 1995-11-21 | 溶鋼の真空吹酸方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP30314395A JP3293023B2 (ja) | 1995-11-21 | 1995-11-21 | 溶鋼の真空吹酸方法 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH09143545A JPH09143545A (ja) | 1997-06-03 |
JP3293023B2 true JP3293023B2 (ja) | 2002-06-17 |
Family
ID=17917403
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP30314395A Expired - Fee Related JP3293023B2 (ja) | 1995-11-21 | 1995-11-21 | 溶鋼の真空吹酸方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP3293023B2 (ja) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2006070285A (ja) * | 2004-08-31 | 2006-03-16 | Jfe Steel Kk | 減圧下における溶融金属の精錬方法及び精錬用上吹きランス |
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---|---|---|---|---|
JP6372540B2 (ja) * | 2015-10-15 | 2018-08-15 | Jfeスチール株式会社 | 真空脱ガス装置および真空脱ガス処理方法 |
CN109735686B (zh) * | 2019-03-14 | 2024-06-21 | 中国重型机械研究院股份公司 | 一种真空精炼装置的顶枪吹氧结构及其控制方法 |
-
1995
- 1995-11-21 JP JP30314395A patent/JP3293023B2/ja not_active Expired - Fee Related
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Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2006070285A (ja) * | 2004-08-31 | 2006-03-16 | Jfe Steel Kk | 減圧下における溶融金属の精錬方法及び精錬用上吹きランス |
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---|---|
JPH09143545A (ja) | 1997-06-03 |
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