JP3293023B2 - 溶鋼の真空吹酸方法 - Google Patents
溶鋼の真空吹酸方法Info
- Publication number
- 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
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- vacuum
- lance
- molten steel
- equation
- torr
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Landscapes
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
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 |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| 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
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 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH09143545A (ja) | 1997-06-03 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US5902374A (en) | Vacuum refining method for molten steel | |
| JP3293023B2 (ja) | 溶鋼の真空吹酸方法 | |
| JP2004156083A (ja) | Ｒｈ脱ガス設備での酸素含有ガス上吹き装置および低炭素高マンガン鋼の精錬方法 | |
| KR100334945B1 (ko) | 간이 레들 정련방법 | |
| JP2582316B2 (ja) | 真空精錬炉を用いた低炭素鋼の溶製法 | |
| JP4206736B2 (ja) | 上吹きランスとそれを用いた転炉操業方法 | |
| JP3225747B2 (ja) | 溶鋼の真空脱ガス脱炭方法 | |
| JP2008056992A (ja) | Ｒｈ真空脱ガス装置における溶鋼の精錬方法 | |
| JP2985720B2 (ja) | 極低炭素鋼の真空精錬方法 | |
| JP2648769B2 (ja) | 溶鋼の真空精錬方法 | |
| JP2915772B2 (ja) | 直胴型浸漬管を用いた真空精錬炉への酸素ガス上吹き方法 | |
| JP3706451B2 (ja) | 高クロム鋼の減圧脱炭方法 | |
| JPH04168214A (ja) | 極低炭素鋼の溶製方法及び、その装置 | |
| JP4470673B2 (ja) | 溶鋼の真空脱炭精錬方法 | |
| JPH07331315A (ja) | 極低炭素鋼の転炉精錬方法 | |
| JP3873640B2 (ja) | Ａｌ溶鋼昇温処理用上吹きランス | |
| JP4938246B2 (ja) | 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 | |
| JPH09157733A (ja) | ステンレス鋼の真空精錬方法 | |
| JPH1030119A (ja) | ステンレス鋼の真空脱炭方法 | |
| JPH0673433A (ja) | 溶鋼の真空脱ガス処理方法 | |
| JP2019167561A (ja) | 溶鋼の昇温方法 | |
| JPH04285111A (ja) | 極低炭素溶鋼の減圧脱炭方法 | |
| JPH07173517A (ja) | 転炉等の反応容器内での火点温度制御方法 | |
| JP2006070285A (ja) | 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 | |
| JPH08134529A (ja) | 極低炭素鋼の溶製方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20020205 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |